Fundamentos de sistemas solares térmicos: um guia introdutório [First ed.] 9786500159950

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

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Alex Vazzoler

Fundamentos de sistemas solares térmicos Um guia introdutório

Alex Vazzoler

Rio de Janeiro Edição do autor 2021

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

Vazzoler, Alex Fundamentos de sistemas solares térmicos: Um guia introdutório / Alex Vazzoler. – Rio de Janeiro, RJ., 2020.

ISBN 978-65-00-15995-0

1. Energia elétrica-produção. 2. Energia solar. 3. Energia – Fontes alternativas. I. Vazzoler, Alex. II. Título.

CDD-621.3121 CDU–621.311

Sob proteção de direitos autorais e com exemplar enviado a Biblioteca Nacional A reprodução é permitida desde que cumprido o direito autoral

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Alex Vazzoler

Prefácio Este livro foi pensado como um manual introdutório à literatura apresentada ao longo de seus capítulos. Não obstante, é recomendado aos leitores que debrucem-se sobre as obras citadas ao longo de seus capítulos caso queiram elaborar trabalhos mais avançados na parte de dimensionamento ou modelagem de coletores [1] , concentradores [2,3] ou reservatórios de calor [4,5]. Sendo recomendados os seguintes livros texto [6–9]. O primeiro ponto é uma forte recomendação, ao iniciar-se os estudos em engenharia solar: “Não deixe intimidar-se pela parte introdutória que envolve astrofísica e radiação”. Em certos livros de engenharia solar, os primeiros três capítulos são os mais extenuantes, e não é algo incomum, alunos desistirem de fazer projetos finais de cursos ou outros trabalhos por causa desse choque inicial. Neste livro, abordei o tema de forma bastante sucinta e amistosa para que não haja esse estranhamento. E após ler o que for necessário aos seus objetivos neste livro, você pode migrar para livros ou manuais de engenharia solar mais sofisticados. Tenha em mente, que para um projeto de um concentrador solar é necessário apenas ter uma boa estimativa da quantidade de irradiação solar sobre o seu captador solar. E com a ajuda de softwares (ou bases de dados) adequadas, é bastante prático obter estes valores. Já as demais etapas, envolvem elementos construtivos e de engenharia térmica. Outro ponto crucial a ser evidenciado: Este livro não aborda sistemas fotovoltaicos, apenas sistemas térmicos. Minha formação não envolve esta área, e não obstante, há uma literatura abundante em língua inglesa e alguns livros sobre o assunto em língua portuguesa [10–12]. Este manual aborda apenas alguns sistemas térmicos solares e não se aprofunda em tal tema. Por exemplo, não há dimensionamento de reservatórios de sais fundidos ou de torres concentradoras. Este tipo de sistema necessita do auxílio de softwares especializados (ao menos, não conheço um software gratuito no assunto) e deve ser feito com muita cautela, principalmente por causa de acidentes com radiação. Dentre os sistemas térmicos solares há três termos que geram alguns equívocos de interpretação (inclusive pela questão linguística do português de Portugal): captadores, coletores e concentradores. Na minha redação, em particular, captador é o termo geral e se refere à qualquer equipamento que faça aproveitamento de energia solar. Coletores são sistemas mais simples que fazem captação direta da energia solar (fator de concentração unitário), e o tipo mais comum é o coletor plano (ou de caixa), são mais

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simples e geram baixas temperaturas (até 70 oC em sua maioria). São utilizados na área doméstica para aquecimento de banhos e piscinas e na área industrial em aplicações laterais ou limitadas. Concentradores, são sistemas que fazem a concentração da energia solar para aumento do aproveitamento térmico. Consequentemente, atingem temperaturas mais altas e envolvem maior sofisticação e custo. Os concentradores parabólicoa podem ser utilizados para aquecimento e auxiliar na geração de potência em plantas de pequeno porte. Para geração de vapor e potência em maior escala, devem ser utilizadas torres concentradoras. Apesar de serem fontes renováveis, sistemas solares são relativamente pouco utilizadas por quatro razões principais. A primeira e principal complicação é a questão da sazonalidade climática e a natureza estocástica da irradiação solar. Isto é, o fluxo de irradiação varia ao longo dos dias e das estações. O segundo ponto é que os coletores funcionam como termossifões (convecção natural) gerando baixos coeficientes de transmissão de calor e ineficiências no aproveitamento do calor. Por outro lado, os concentradores que utilizam convecção forçada têm alto custo. O terceiro ponto é a questão do armazenamento de calor (reservatório de calor). Em aplicações a baixa temperatura nas quais tanques de água com isolamento térmico são reservatórios satisfatórios, o custo de armazenamento é relativamente baixo. Por outro lado, em sistemas à altas temperaturas, os custos e as complicações na utilização de fluidos térmicos especiais (como sais fundidos) afugentam diversos especialistas. Por último, o custo por kWh de energia gerada por sistemas solares quando comparado com outros sistemas, tende a ser desvantajoso. Por exemplo, é mais barato e confiável utilizar uma caldeira de biomassa (aquatubular) do que uma torre concentradora. Portanto, o leitor deve ter ciência de que ao implementar um sistema solar, um estudo técnico e econômico prévio comparativo é crucial. Feitas as considerações anteriores, será apresentada então a estrutura deste livro. Nos dois primeiros capítulos, é abordado de forma breve alguns conceitos de astronomia, topografia e coordenadas solares necessários ao entendimento dos cálculos de estimativa irradiação solar.

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O capítulo 3 é descritivo e apresenta alguns sistemas e suas respectivas aplicações. A partir do capítulo 4 são apresentados balanços de energia e cálculos preliminares (dimensionamento) para coletores solares. Nos capítulos 5, 6, 7 e 8 são apresentados de forma descritiva o funcionamento da seguinte série de sistemas: - Reservatórios de calor; - Sistemas de água quente sanitária; - Sistemas com coletores solares; - Concentradores solares (primeira parte). No capítulo 9 (segunda parte), de forma análoga ao capítulo 4, são apresentadas as equações de dimensionamento dos concentradores do tipo parabólico. Já no capítulo 10, são apresentados estudos de caso tendo-se como referência o capítulo 9. No capítulo 11, são apresentados modelos termofluidodinâmicos tanto para coletores (que funcionam com termossifão) quanto para concentradores (que funcionam com convecção forçada). Dentre todos os capítulos apresentados, este é o de maior complexidade, e alguns modelos não possuem uma implementação trivial. Os Apêndices apresentam uma série de dados e fontes de informação e são apresentadas algumas metodologias e normas complementares ao restante do livro. Esta obra não visa nenhum tipo de lucro ou associação com editoras, o objetivo é a pura e simples difusão de informação e pode ser utilizada sem problemas por quaisquer pessoas desde que sejam respeitados os direitos autorais.

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Dedicatória

Dedico este livro aos meus pais Hermes e Elizabete, aos meus irmãos, aos meus queridos amigos, colegas de trabalho, companheiros de estudos e orientadores. Meus mais sinceros agradecimentos, tenham certeza de que em cada parte deste livro há uma fração de nossa vivência e amizade.

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– És Tu, és Tu? – E, como não recebe resposta, acrescenta rapidamente: – Não digas nada, cala-Te. De resto, que poderias Tu dizer? Já o sei de mais. Não tens o direito de juntar uma palavra ao que disseste outrora. Porque vieste incomodar-nos? Bem sabes que nos incomodas. Mas, sabes o que acontecerá amanhã? Ignoro quem és e nem quero sabê-lo: és Tu ou somente a Sua aparência? Mas amanhã hei-de condenar-Te e serás queimado como o pior dos heréticos e o mesmo povo que hoje Te beijava os pés se precipitará amanhã, a um sinal meu, para deitar lenha na fogueira. Sabes tudo isso? Talvez – diz ainda o velho, pensativo, com os olhos sempre fixos no Preso. ....... ...... ...... Esqueceste que o homem prefere a paz, e até a morte, à liberdade de discernir o Bem e o Mal? Nada há de mais sedutor para o homem do que o livre arbítrio, mas nada há também de mais doloroso. E, em vez de princípios sólidos que tivessem tranquilizado para sempre a consciência humana, escolheste noções vagas, estranhas, enigmáticas, tudo o que ultrapassa a força dos homens; agiste, portanto, como se os não amasses, Tu, que tinhas vindo para dar a vida por eles! Aumentaste a liberdade humana em lugar de a confiscares e impuseste assim, para sempre, ao ser moral as agonias dessa liberdade. Querias ser livremente amado, voluntariamente seguido pelos homens que tivesses encantado. Em vez da dura lei antiga, o homem devia, daí por diante, discernir, de coração livre, o Bem e o Mal, não tendo para o guiar senão a Tua imagem; mas não previas que por fim repeliria e contestaria mesmo a Tua imagem e a Tua verdade, porque estava esmagado pelo fardo terrível da liberdade de escolher? Hão-de gritar que a verdade não estava em Ti; de outro modo, não os terias deixado em tão angustiosa incerteza, com tantos cuidados e tantos problemas insolúveis. Preparaste assim a ruína do Teu reino; não deves, portanto, acusar ninguém dessa ruína.

(Fragmentos retirados do conto do Grande Inquisidor) (Os Irmãos Karamázov – Dostoievski, Fiodor)

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Índice 1.

Introdução ...............................................................................................16 1.1. A energia solar.........................................................................................16 1.2. Radiação e constante solar ........................................................................17 1.3. Energia radiante, fótons e corpos negros .....................................................18 1.4. Espectro solar de emissão .........................................................................23 1.5. Efeitos da atmosfera sobre a irradiação solar ...............................................26 1.6. Irradiação sobre uma superfície: absorção, reflexão e transmissão .................28

2.

Noções de astronomia e posição solar ..........................................................30 2.1.

Principais parâmetros na posição relativa entre o sol e a terra ...................30

2.1.1. Latitude .............................................................................................30 2.1.2. Declinação solar .................................................................................31 2.1.3. Azimute e altura .................................................................................32 2.1.4. Inclinação ..........................................................................................33 2.2. Tempo solar e ângulo horário ....................................................................33 2.3. Gráficos Solares .......................................................................................35 2.5. Distância mínima entre painéis e cálculo de sombras ....................................39 2.6. Modelos utilizados ....................................................................................45 3. Sistemas térmicos e fotovoltaicos ....................................................................48 3.1. Energia solar passiva (arquitetura) .............................................................48 3.1.1. Sistemas passivos de aquecimento .......................................................50 3.1.2. Sistemas de ganho direto ....................................................................50 3.1.3. Sistemas de ganho indireto ..................................................................51 3.1.4. Sistemas de ganho misto .....................................................................52 3.1.5. Outras considerações ..........................................................................54 3.2. Energia solar ativa....................................................................................57 3.2.1. Energia solar ativa de baixa temperatura ...............................................58 3.2.2. Energia solar ativa de alta temperatura .................................................59 3.3. Processos diretos de conversão elétrica .......................................................62 4. Equipamentos e acessórios .............................................................................65 4.1. Subsistema de captação: o coletor solar de placa plana ................................65 4.2. Elementos constitutivos ............................................................................67 4.2.1. Absorvedor ........................................................................................67 4.2.3. Circuito de fluido ................................................................................71 4.2.4. Isolamento térmico .............................................................................72 9

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4.2.5. Caixa de revestimento ou carcaça .........................................................73 4.2.6. Juntas ...............................................................................................73 4.3. Estudo energético do coletor de placa plana ................................................73 4.3.1. Balanço energético..............................................................................74 4.3.2. Curva característica ou rendimento de um coletor solar de placa plana (CSPP) .................................................................................................................75 4.3.3. Fluido térmico para armazenamento de calor .........................................77 4.4. Subsistema de armazenamento de calor: acumuladores ou reservatórios ........80 4.4.1. Acumulador de água quente sanitária (AQS) ..........................................82 4.4.2. Trocadores de calor.............................................................................83 4.5. Subsistema de distribuição e consumo ........................................................87 4.5.1. Tubulações ........................................................................................87 4.5.2. Válvulas ............................................................................................93 4.5.3. Isolamento ...................................................................................... 101 4.5.4. Controle .......................................................................................... 102 4.5.5. Apoio energético ............................................................................... 103 4.6. Outros elementos ................................................................................... 103 4.6.1. Termômetros e termostatos ............................................................... 103 4.6.2. Sensores de temperatura (termostatos) diferenciais.............................. 104 4.6.3. Manômetros ..................................................................................... 105 5. Reservatórios de calor .................................................................................. 108 5.1. Primeiro princípio: Maximizar a captação da energia solar ........................... 108 5.2. Segundo princípio: priorizar o consumo de energia solar ............................. 108 5.3. Terceiro princípio: garantir a complementaridade entre a energia solar e as fontes convencionais ............................................................................................... 109 5.3.1. Produção instantânea de energia de suporte ........................................ 109 5.3.2. Produção de energia de suporte em um acumulador independente.......... 110 5.4. Quarto princípio: não misturar a energia de procedência solar com a convencional .................................................................................................................. 111 5.5. Conclusões ............................................................................................ 114 6. Água quente sanitária .................................................................................. 116 6.1. Estudo das necessidades a cobrir: Folha de carga....................................... 116 6.1.1. Demanda de água quente .................................................................. 117 6.1.2. Necessidades de calefação ................................................................. 119 6.2. Escolha do sistema ................................................................................. 119 6.3. Sistemas de produção de água quente sanitária (A.Q.S.) ............................ 119 6.3.1. Circuito por termossifão..................................................................... 120

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6.3.2. Circulação forçada ............................................................................ 121 6.3.3. Circulação do fluido do portador de calor primário por bombeamento ...... 123 6.4. Transmissão de calor por meio de um trocador de calor externo .................. 123 6.5. Energia de apoio de A.Q.S ....................................................................... 124 6.6. Execução e manutenção de uma instalação de A.Q.S .................................. 125 6.6.1. Processo prévio ao início da instalação ................................................ 125 6.6.2. Provisão de material ......................................................................... 127 6.6.3. Fases do processo de montagem ........................................................ 128 6.6.4. Partida da instalação ......................................................................... 130 6.7. Manutenção preventiva ........................................................................... 134 6.8. Localização e conserto de avarias ............................................................. 135 6.9. Estruturas de suporte e ancoragem .......................................................... 137 6.10. Orientação e inclinação dos coletores ...................................................... 137 6.11. Determinação de sombras ..................................................................... 138 6.12. Distância mínima entre os coletores ........................................................ 139 7. Dimensionamento e termorregulação de sistemas solares ................................. 142 7.1. Dimensionamento da superfície coletora ................................................... 142 7.1.1. Critérios de partida ........................................................................... 142 7.1.2. Intensidade útil e rendimento do coletor .............................................. 142 7.1.3. Cálculo da energia útil ....................................................................... 144 7.1.4. Energia útil e determinação da superfície necessária ............................. 145 7.2. Cálculos envolvendo elementos da instalação ............................................ 146 7.2.1. Subconjunto do coletor ...................................................................... 146 7.2.2. Sistema de aquecimento.................................................................... 147 7.2.3. Subconjunto de armazenamento ........................................................ 150 7.3. Regulação e controle das instalações solares ............................................. 150 7.3.1. Circuito de coletores com regulação por termostato .............................. 151 7.3.2. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura sobre a bomba ............................................................................................................... 152 7.3.3. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de comutação ................................................................................................ 157 7.3.4. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula misturadora progressiva ............................................................................. 158 7.3.5. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de by-pass progressiva ................................................................................... 159 7.3.6. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de by-pass e misturadora progressiva ............................................................... 160 11

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7.4. Montagem em série e paralelo de coletores ............................................... 161 8. Concentradores solares – parte 1 - apresentação ............................................. 164 8.1 Sistemas de Coleta Solar .......................................................................... 164 8.2. Principais Tipos de Coletores.................................................................... 168 8.2.1. Coletores Planos ou "de Pratos" ......................................................... 168 8.2.2. Coletores Parabólicos Compostos ........................................................ 169 8.3. Principais Tipos de Concentradores ........................................................... 171 8.3.1. Concentrador Solar Cilíndrico Parabólico .............................................. 171 8.3.2. Torre Central.................................................................................... 174 8.3.3. Refletor Linear de Fresnel .................................................................. 176 8.3.4. Concentrador de disco parabólico........................................................ 178 9. Concentradores solares – parte 2 - dimensionamento....................................... 181 9.1. Dimensionamento do Tubo absorvedor ..................................................... 181 9.2. Dimensionamento do Concentrador solar .................................................. 182 9.2.1. Análise energética de concentradores (primeira lei) .............................. 182 9.2.2. Análise exergética de concentradores (segunda lei) .............................. 188 9.2.3. Análises econômica e ambiental ......................................................... 192 9.3. Modelo hidráulico – queda de pressão ....................................................... 194 9.4. Otimização de concentradores parabólicos................................................. 194 9.4.1. Modelo econômico ............................................................................ 194 9.4.2. Otimização – Método termohidráulico .................................................. 195 9.4.3. Otimização – Método térmico-exergético ............................................. 196 9.5. Noções sobre o dimensionamento de torres concentradoras e sua combinação com ciclos termodinâmicos ................................................................................... 197 9.5.1. Circuito da torre concentradora .......................................................... 197 9.5.2. Melhoria da integração do ciclo CRO através da utilização de bombas de calor ............................................................................................................... 198 9.5.3. Análise fenomenológica ..................................................................... 200 10. Concentradores solares – parte 3 – estudo de caso ........................................ 203 10.1. Introdução ........................................................................................... 203 10.2. Estudo de caso – concentrador no vale do aço ......................................... 204 10.3. Resultados dos métodos de otimização ................................................... 207 10.4. Análise energética, exergética, econômica e ambiental (4E) de sistema com torre solar concentradora para produção de eletricidade em diferentes cenários ........... 209 10.4.1. Análise de sensibilidade para a efetividade da torre concentradora ........ 209 10.4.2. Análise de temperaturas e entalpia ................................................... 210 11. Anexo 1 – Fenomenologia térmica ................................................................ 214

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11.1 Modelagem da Placa do Coletor ............................................................... 214 11.1.1. Modelo dinâmico do coletor .............................................................. 215 11.1.2. Balanço de energia do fluido............................................................. 216 11.2. Modelo do reservatório .......................................................................... 219 11.3. Modelo de Newton (reservatório) ............................................................ 222 11.3.1. Balanço de energia .......................................................................... 222 11.4. Modelo para o Cálculo da Taxa Mássica (termossifão) ............................... 223 11.5. Modelo simplificado para sistema com convecção forçada (concentradores) . 225 11.6. Estimativas de custos de sistemas com coletores e concentradores............. 229 11.6.1. Coletores ....................................................................................... 229 11.6.2. Concentradores .............................................................................. 230 11.7. Propriedades de fluidos térmicos para sistemas solares ............................. 231 11.8. Água como fluido térmico em sistemas solares ......................................... 239 12. Anexo 2 – Normas e informações técnicas ..................................................... 249 12.1. Normas relacionadas a sistemas solares e de aquecimento – nacionais ....... 249 12.2. Normas relacionadas a sistemas solares e de aquecimento – internacionais . 262 12.3. Normas e procedimentos ....................................................................... 265 12.3.1. Coletores solares planos – banho e piscina ......................................... 265 12.3.3. Procedimentos dos ensaios............................................................... 267 12.3.3. Critérios de Conformidade ................................................................ 272 12.3.4. Grau de severidade, ações corretivas e sanções aplicáveis às nãoconformidades obtidas nos ensaios de reservatórios térmicos .......................... 274 12.4. Normas e procedimentos aplicáveis à etiquetagem de sistemas acoplados e sequência de ensaios .................................................................................... 277 12.5. Etiqueta nacional de conservação de energia – formato padronização ......... 278 12.6. Testes de coletores em laboratórios e certificados..................................... 286 13. Anexo 3 – Glossário e informações adicionais ................................................ 291 Conversão de unidades e relações úteis ........................................................... 297 Tabela C.1. Conversão de unidades. ................................................................ 298 Tabela C.2. Análise dimensional das variáveis. ................................................. 299 Tabela C.3. Velocidades recomendadas e perdas de carga. ................................ 300 Tabela C.4. Velocidades recomendáveis para água e vapor. ............................... 301 Tabela C.5. Velocidades recomendáveis para hidrocarbonetos. ........................... 302 Tabela C.6. Velocidades recomendáveis para vapores conforme massa molar e pressão. ...................................................................................................... 302 Tabela C.7. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor. ................................................................. 303 13

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Tabela C.8. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor [146]. ........................................................ 304 Tabela C.9. Fatores de incrustração de água para coletores e concentradores solares, e outros sistemas tubulares de aquecimento. ................................................... 306 Tabela C.10. Fatores de incrustração e coeficientes de filme de diferentes fluidos para sistemas de troca térmica. ............................................................................. 307 14. Referências bibliográficas ............................................................................ 309

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Capítulo

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INTRODUÇÃO

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1. Introdução O fornecimento contínuo de energia do Sol é a força motriz da dinâmica atmosférica e da vida. É a fonte de energia primária, e o restante dos recursos energéticos estão todos relacionados a esta [13]. Nos próximos itens será discutido em mais detalhes este recurso onipresente em nosso planeta.

1.1. A energia solar O Sol é um astro composto por gases a alta temperatura (plasma), basicamente por hidrogênio e hélio, e com uma massa total de aproximadamente 2,2 x 107 t. (umas 334.000 vezes a massa da Terra). Estima-se que tenha uma existência de uns 4,5 a 5 bilhões de anos, e que vai continuar proporcionando energia durante 5 a 8 bilhões de anos mais, antes de converter-se em um corpo frio [14]. Esta estrela pode ser comparada a um imenso forno nuclear com um diâmetro de 110 o da Terra, onde o hidrogênio é convertido em hélio através de processos de fusão nuclear a uma velocidade de 4 milhões de toneladas por segundo. Os processos de fusão nuclear geram temperaturas no interior do Sol que ascendem até os 60 milhões de K. Tal temperatura diminui à medida que aproxima-se da superfície solar, estabilizando-se ao redor dos 6.000 K, e aumentando-se de novo na coroa solar até atingir temperaturas que alcançam os 2 milhões de K [12]. Vide Tabela 1.1. Tabela 1.1. Dados sobre o Sol [15]. Intensidade de emissão superficial absoluta (TW)

3,76.1014

Diâmetro do Sol (km)

1.392.000

Massa solar (kg)

1,99.1030 kg

Temperatura de equilíbrio na superfície solar

5776 K

Composição na camada exterior do Sol

75% Hidrogênio 23% Hélio 2% outros gases

Distância Terra-Sol

150.000.000 km

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O Sol não é um corpo sólido como os planetas, mas uma enorme bola de gás concentrado, pela grande força de gravidade exercida pelo próprio núcleo. Na superfície solar ocorrem erupções solares equivalentes à explosão de 1000 bombas atômicas, que provocam a expulsão de massa solar para o espaço, tal fenômeno é responsável pelo efeito conhecido como vento solar. Este é formado por partículas eletricamente carregadas, que provocam alterações magnéticas, chegando inclusive a alcançar a atmosfera terrestre, e produzindo fenômenos como os das auroras polares, ou interferências nas ondas de rádio ou de telecomunicações [15]. Assim como os demais corpos celestes, o Sol descreve movimentos de rotação e de translação; a rotação ao redor de seu eixo tem um período de aproximadamente quatro semanas (não é como a de um sólido rígido, cuja velocidade de rotação varia de acordo com a latitude), além disso, realiza um movimento de translação em relação à própria galáxia [16].

1.2. Radiação e constante solar Apenas uma fração da energia emitida pelo Sol alcança a Terra. Realmente, dos 3,76.1014 TW que o Sol emite, 173.000 TW são interceptados pelo planeta. Mas este valor supera largamente o consumo máximo existente em nível mundial [17]. Entende-se por constante solar a energia de origem solar que alcança por unidade de área de superfície, e tempo, orientada perpendicularmente aos raios solares e situada na borda exterior da atmosfera terrestre, de maneira que não existisse nenhum tipo de obstáculo entre o Sol e a superfície que provocasse a atenuação dos raios solares. Fala-se de constante solar porque caso se suponha que nosso planeta está situado à distância média do Sol de uns 1.495 x 1011 m, este fato implicaria em um ângulo sólido de 32o, com o qual poderia afirmar-se que a intensidade que chega à superfície exterior da atmosfera é praticamente constante [16]. O valor médio admitido para a constante solar é de 1,354 kW/m2 com variações estacionais aproximadas de 3,5% pela distinta posição do Sol com relação ao nosso planeta (e devido à excentricidade da órbita terrestre) com diferenças de 1,5% decorrentes das oscilações ou flutuações das manchas solares. Estas, são um fenômeno cíclico relacionado à variação da atividade do sol, definidas como zonas de menor temperatura, que aparecem sobre a superfície do sol, aproximadamente a 2000 K abaixo do resto da superfície [8]. 17

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Figura 1.1. Variação da constante solar [8].

Este processo cíclico de surgimento e desaparecimento das manchas solares tem uma duração aproximada de 11 anos, ainda que sejam possíveis as ocorrências de ciclos de maior ou menor duração. O desaparecimento quase total das manchas solares indica um período de diminuição da atividade solar, que provoca quedas da temperatura média da Terra de até 2,5 K [8]. A radiação solar recebida pela Terra do Sol varia, em parte, pelos movimentos que o planeta realiza. Neste sentido, será levado em conta os movimentos de rotação e translação que esta realiza: o primeiro, ao redor de seu eixo N-S, com um período de 24 horas (rotação) e, o segundo, ao redor do Sol, com um período de 365 dias e 6 horas (translação), em uma órbita elíptica com uma excentricidade de 3%, denominada eclíptica [18]. O eixo polar da Terra mantém durante a translação uma direção aproximadamente constante, e forma um ângulo de 23,45º com o eixo eclíptico; esta inclinação do eixo de rotação é responsável pelas estações do ano, ou seja, pelo distinto aquecimento dos hemisférios.

1.3. Energia radiante, fótons e corpos negros De toda a lista de formas convencionais de energia (mecânica, térmica, elétrica, etc.), a radiante desempenha um papel importantíssimo na transmissão energética dentro do

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contexto da energia solar. É uma experiência amplamente conhecida que, se submetermos um corpo aos efeitos da radiação solar, este sofre um aquecimento. Do mesmo modo, também é perceptível o aumento de temperatura em um termômetro, se este for aproximado de uma lâmpada em incandescência. Caso prossiga-se com o experimento, pode-se comprovar que o calor radiante sofre refração e difração. Isto é, comporta-se de acordo com as leis do movimento ondulatório: portanto, admite-se que a energia calorífica transmitida por radiação é transportada por meio de ondas eletromagnéticas [18]. Apesar da cotidiana familiaridade com a energia radiante, a franja correspondente ao espectro visível representa apenas uma pequena fração do amplo espectro de energia radiante. Seu estudo, conhecimento e aplicações tecnológicas, foram desenvolvidos ao longo dos últimos 150 anos. A transferência de calor por radiação é a única que não requer um meio para sua propagação, transmitindo-se no vácuo. A matéria sob temperatura distinta do zero absoluto emite e absorve energia radiante, abrangendo um amplo intervalo que se estende para ambos os lados da estreita faixa de radiação visível - compreendida entre os 0,38 e os 0,78 μm, cuja potência e distribuição de frequências variam com a temperatura da matéria [17].

Figura 1.2. Espectro da radiação eletromagnética [19].

O espectro da radiação eletromagnética, representado na figura 1.2, estende-se das ondas longas de rádio de 104 m, até as radiações energéticas ionizantes de 10-14 m, que contêm energias de várias centenas de milhões de elétron-Volts (eV). Cabe destacar que 19

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a sensibilidade do olho humano somente está adaptada para captar a franja de radiação solar visível, compreendida entre os 4500 e os 6500 ångström (1 Å = 10-10 m). Esta teoria provocou uma das primeiras crises do antigo paradigma Newtoniano, ao ser desenvolvida, na metade do século XIX. A Teoria Eletromagnética de J.C. Maxwell, abarcava não somente o comportamento clássico dos campos elétricos e magnéticos, mas também incorporava as manifestações luminosas. Sem embargo, é a partir do desenvolvimento de alguns conceitos gerais da termodinâmica estabelecidos por Kirchoff, verificou-se que a transmissão de calor por radiação depende exclusivamente da temperatura absoluta T (K) do corpo. De forma complementar, os cientistas Stefan e Boltzmann estabeleceram que a quantidade de energia contida em uma unidade de volume (fluxo de potência radiante, q) cresce muito rapidamente com a temperatura, adotando um valor equivalente à quarta potência daquela, conforme a Equação 1.3.1 [19].

𝑞" =

𝑞 = 𝜎𝜀𝑇 4 𝐴

(1.3.1)

em que, q” é o fluxo térmico (taxa) radiante, W/m2, q é o calor transferido (W), 𝜎 é a constante de Stefan-Boltzmann (5,67 10–8 W/m2K4), A é a área da superfície de emissão (m2), T é a temperatura absoluta da superfície (K) e 𝜀 é a emissividade, definida com a razão entre a radiação (total) emitida por uma superfície real (q) e a radiação de corpo negro à mesma temperatura (qb) [20]: 𝜀=

𝑅𝑎𝑑𝑖𝑎çã𝑜 𝑒𝑚𝑖𝑡𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑢𝑚 𝑐𝑜𝑟𝑝𝑜 𝑞" = 𝑅𝑎𝑑𝑖𝑎çã𝑜 𝑒𝑚𝑖𝑡𝑖𝑑𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑢𝑚 𝑐𝑜𝑟𝑝𝑜 𝑛𝑒𝑔𝑟𝑜 𝑛𝑎 𝑚𝑒𝑠𝑚𝑎 𝑐𝑜𝑛𝑑𝑖çã𝑜 𝑞𝑏 "

(1.3.2)

Um corpo negro é definido como um corpo ideal que pudesse absorver todas as radiações que lhe chegassem, independentemente de seus comprimentos de ondas, dispondo de um número infinito de níveis de energia permitidos. Todos os corpos a uma temperatura superior a 0 K emitem energia em forma de radiação, a frequências e comprimentos de onda determinadas, existindo um número infinito de radiações simples ordenadas em função do comprimento de onda, denominadas em seu conjunto de espectro eletromagnético. Outra importante contribuição foi, realizada pelo físico M. Planck que, ao estudar as interações entre a matéria e a radiação, descobriu a famosa "Teoria dos Quanta”. Atualmente, tal forma de energia pode ser interpretada como uma prolongação dos

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

conceitos clássicos da energia cinética e potencial, isto é, como uma extensão dos campos elétrico e magnético provocados pelas ondas [19]. A determinação de uma lei que expressasse a distribuição espectral da energia emitida por um corpo negro ideal se apresentava como problemática, e embora se pudesse obter uma fórmula de sua distribuição de Wien, subsistia uma função arbitrária promovendo trocas de energia entre matéria e radiação. Neste campo, foi decisiva a contribuição de M. Planck, inicialmente adotou um conceito contínuo de absorção e de emissão, habitual na época; sem dúvida, ao perceber que tal hipótese não conduzia a resultados aceitáveis, adotou uma posição beligerante para com as teorias ondulatórias da luz de Fresnel e Maxwell: a energia radiante não é emitida ou absorvida de forma contínua, mas em quantidades discretas [19]. A equação que Planck estabeleceu, correlaciona as transferências energéticas da radiação com sua frequência, conforme a Equação 1.3.3 [19]:

𝐸 = ℎ𝜐

(1.3.3)

A equação constitui uma das leis fundamentais da teoria quântica, e nos mostra como a radiação apenas pode ceder energia à matéria de uma maneira descontínua, em forma de pacotes discretos, múltiplos de uma quantidade definida, os famosos "quanta". A suposição de que a radiação existe em forma de partículas discretas, denominadas "fótons", cada um dos quais transporta uma quantidade fixa de energia, "os quanta", nos permite estabelecer uma correta interpretação das interações entre radiação e matéria [21]. O calor, a luz, os raios X, as radiações gama, etc., são diferentes manifestações da energia radiante e podem ser expressas através de alguns parâmetros característicos [20]: i. A frequência (υ), definida como o número de ciclos por segundo, representando uma função do tempo (s-1); ii. O período t, que representa a duração de cada ciclo em segundos. Logicamente seu valor será o inverso da frequência (s); iii. O comprimento de onda 𝝀, que se expressa como a distância em metros que a onda percorrerá durante um período da radiação (m).

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A radiação solar recebida pela Terra em forma de constante solar, isto é, nas imediações da atmosfera terrestre, é de tipo eletromagnético e se propaga a 300.000 km/s, abrangendo um conjunto de comprimentos de onda, que vão desde a radiação de onda longa da zona dos raios infravermelhos (IR) (𝝀 > 0,75μm), à radiação de onda curta da zona dos raios ultravioletas (UV) (𝝀 < 0,35μm), passando pela zona da radiação visível (0,35 μm< 𝝀 50 m2

Máximo de 80

Série de placas

Função de N*

Figura 4.8 (b)

*N é o número de placas.

h

Di

(a)

(b)

Figura 4.8. (a) Representação de um reservatório de calor de diâmetro interno (Di) e altura h (Não são considerados os tampos); (b) exemplo de trocador de calor do tipo placas com gaxetas (escala industrial).

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

O trocador, independentemente, de atender a potência necessária deverá atender às seguintes exigências [63]: - Será desmontável e permitirá a limpeza de forma rápida dos circuitos primário e secundário; - Admitirá a pressões de trabalho independentes para cada circuito; - Aplicado à água sanitária e às piscinas, será preferencialmente de aço carbono revestido ou inox com resistência a corrosão por pites [64]. O parâmetro que melhor caracteriza um trocador é a sua efetividade (Є), definida como a razão entre a taxa de transferência de calor efetiva (q) e o valor teórico máximo possível (qmax).

Є=

𝑞 𝑞𝑚𝑎𝑥

(4.4.2.1)

cujos valores usuais flutuam entre 60% e 80% (0,6 ≤ Є ≤ 0,8). Os melhores materiais por ordem de qualidade são o aço inoxidável, o cobre e o aço galvanizado, com a precaução para este último que a temperatura de trabalho não supere os 65ºC.

4.5. Subsistema de distribuição e consumo Na hora de selecionar os materiais que serão utilizados na instalação, como as tubulações, os isolamentos, as juntas, etc., deve-se considerar que devem admitir dilatações e temperaturas com variações rápidas e durante muitos ciclos diários estacionários.

4.5.1. Tubulações Exemplos claros do anteriormente exposto são as tubulações, as quais constituem um elemento básico comum a todas as instalações. Estas tubulações interconectam os grupos de coletores, formando o circuito primário, pelo qual circula o líquido térmico, devendo estar garantida sua estanqueidade hidráulica [65]. Por este circuito circula o fluido portador de calor, que transfere o calor captado pela placa absorvente. Geralmente, trata-se de água com uma mistura de anticongelante (com uma dosagem controlada e adequada), naqueles lugares em que a temperatura 87

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chega a ser próxima de 0ºC, para evitar o congelamento do líquido no circuito primário. Este sistema é completamente separado circuito hidráulico secundário constituído pelos subsistemas de produção de água quente e seus pontos de consumo [39].

Figura 4.9. Tubulações e acessórios de polipropileno.

Entre outros, as tubulações devem reunir uma série de requisitos indispensáveis como: - Permitir as dilatações, por causa dos importantes saltos térmicos [65]; - Colocar purgadores sempre que necessário, para evitar o acúmulo de bolhas de ar; - Devem ser constituídas por um material resistente, ou protegidas da corrosão, tanto internamente (revestimento interno) quanto externamente (externo), evitando os efeitos nocivos dos agentes ambientais atmosféricos. Outro problema é a Corrosão Sob o Isolamento externo (CUI, Corrosion Under insulation); - Terão uma duração mínima de 20 anos em condições adequadas de trabalho; - Estarão isoladas termicamente em todos os casos e dimensionadas em função das vazões de projeto; - As juntas de dilatação serão instaladas nos lugares em que as variações de temperatura sejam mais significativas (por exemplo, na saída das placas solares); - Serão levadas em consideração a incompatibilidade entre os materiais que intervenham no primário (pares galvânicos) e serão tomadas as medidas corretivas oportunas;

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- Instalação dos suportes, que deverão cumprir as normas internas especificadas para o layout. Deverão ser considerados fatores como evitar-se acúmulo de ar, golpes de aríete e a dilatação dos tubos; - Não serão construídos traçados (trechos) retos muito longos, exceto se forem instaladas mangas ou juntas de dilatação.

a) Perda de carga e cálculos envolvendo tubulações Quando um líquido circula pelo interior de um tubo reto, sua pressão diminui linearmente ao longo do mesmo, inclusive quando se encontra em posição horizontal. Esta queda de pressão, denominada perda de carga, depende do comprimento L do tubo considerado (distância entre os dois pontos em que se mede a pressão), e também de outras variáveis, como o diâmetro D do tubo, a velocidade, o peso específico do fluido e de um coeficiente de atrito, que depende ao mesmo tempo da rugosidade da superfície interior do tubo e das características da corrente fluida. Em toda tubulação reta ou com curvas suaves, se a corrente é lenta, seu regime é ordenado, pelo que respeita às partículas do fluido, que são sempre paralelas ao eixo da tubulação. Em contrapartida, se a velocidade da corrente aumenta suficientemente, as trajetórias mudam continuamente. O regime de circulação ordenado é denominado laminar, e o desordenado, turbulento. A transição de um para outro regime ocorre de uma maneira mais ou menos brusca, e o instante em que se produz é denominado de estado crítico, sendo função da velocidade, do diâmetro e da viscosidade do fluido circulante. O regime de escoamento e, pode ser descrito por uma magnitude adimensional denominada Número de Reynolds, Re,

𝑅𝑒 =

𝑣𝐷𝜌 𝑣𝐷 = 𝜇 𝜐

(4.5.1.1)

em que v é a velocidade de escoamento do fluido (m/s), D é o diâmetro interno da tubulação, (m); 𝜌 é a densidade do fluido, kg/m3, 𝜇 é a viscosidade do fluido (Pa·s) e 𝜐 é a viscosidade cinemática do fluido (m2/s). A transição de regime de corrente laminar para turbulento, ou estado crítico, é alcançada a 2400. Em tubos de seção circular e retos, o regime é sempre laminar abaixo deste valor, ainda que tenham sido obtidos em ensaios regimes laminares com valores 89

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superiores sempre que sejam evitadas as perturbações. De todas as formas, quando for maior que 3000, a corrente é sempre turbulenta.

A perda de carga (hf) é expressa em metros equivalentes de coluna do fluido (m.c.f), muitas vezes água (m.c.a) pode ser estimada através da equação de Darcy:

∑𝑖 𝐿𝑒𝑞 𝑣2 ℎ𝑓 = 𝑓 ( + ∑ 𝐾) 𝐷 2𝑔 𝑖

(4.5.1.2)

já a queda de pressão (∆P) expressa em N/m2,

∆𝑃 = 𝛿𝑔ℎ𝑓

(4.5.1.3)

em que f é o fator de atrito de Darcy, L é o comprimento equivalente total da tubulação e g é a aceleração da gravidade (9,81 m/s2). O fator de Darcy pode ser estimado utilizando diversas correlações empíricas da literatura, em um artigo recente Bellos et al. (2018) propôs uma correlação geral válida para qualquer regime de escoamento em tubulações, descrita pela Equação 4.4 [66]:

64 𝑎 𝑅𝑒 2(𝑎−1)𝑏 𝐷 2(𝑎−1)(1−𝑏) 𝑓 = ( ) [0,75𝑙𝑛 ( )] [0,88𝑙𝑛 (6,82 )] 𝑅𝑒 5,37 𝜀 𝑎=

1 8,4

𝑅𝑒 1 + (2712)

𝑏=

1 1,8

(4.5.1.4𝑎)

(4.5.1.4𝑏, 𝑐)

𝑅𝑒 1+( 𝐷) 150 𝜀

Admitido-se conhecida a vazão, deve-se determinar a área de seção t0ransversal mínima das tubulações para que a perda de carga não exceda um limite razoável, pois de outra maneira obrigaria a utilizar um circulador com potência muito grande, com o consequente desperdício de energia [63]. Da mesma forma, se aceita que a velocidade máxima recomendada, com a qual os líquidos devem circular, seja de cerca de 1,3 m/s, se o fazem de maneira contínua, e de cerca de 2,5 m/s a intervalos, o que impõe também um limite mínimo aos diâmetros dos tubos. A perda de carga, de maneira geral, não deve superar os 40 mm c.a. por metro linear de tubo. Adota-se usualmente na indústria o diâmetro de ¾” para tubulações com água. Salvo exceções como sucção de bombas, em que é usado valores de 1” ou maiores. Finalmente, no caso do líquido portador de calor não ser água, mas uma solução de etilenoglicol ou propilenoglicol, dever-se-á aplicar outro fator corretor (fc) para calcular

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as perdas de carga que, em uma primeira aproximação, suporemos igual à raiz quarta do quociente entre a viscosidade da solução (𝜇𝑠𝑜𝑙 ) e a da água (𝜇𝑎𝑔 ) à temperatura considerada, conforme a equação 4.5.5. 4

𝑓𝑐 = √

𝜇𝑠𝑜𝑙 𝜇𝑎𝑔

(4.5.1.5)

b) Bombas de circulação As bombas de circulação são aplicadas nos tipos dos sistemas forçados como meio para provocar a circulação do líquido do sistema solar. Sua localização será, sempre que possível, nas partes frias dos circuitos, para evitar deteriorações excessivas. Por exemplo, no circuito primário deve ser posicionada após o trocador e antes do coletor. Haverá que diferenciar-se as bombas para aplicações em aquecimento (calefação) daquelas utilizadas para produção de água quente sanitária (A.Q.S). Em circuitos fechados podem ser instalados de calefação, sendo obrigatório utilizar as de água quente sanitária quando se trabalhe em circuitos abertos para prevenir a formação de incrustações calcárias. Apesar desta diferenciação, sempre deverão cumprir uma série de requisitos, tais como: - Terão de oferecer uma resistência à corrosão e à sujeira em circulação; - Deverão ser projetadas para a pressão máxima do circuito; - O rendimento energético será definido pelo sistema de energia solar; - Terão de incorporar um sistema de autopurga ou de purga manual do ar; - Sistema de descarga (blowndown) para impurezas na água. As características das bombas serão definidas no projeto da instalação ou, em todo caso, pelo fabricante do equipamento, e no mínimo deverão indicar [65]: - Tipo de fluidos a circular; - Pressão máxima do circuito; - Temperatura máxima de trabalho; - Vazão e pressão de impulsão previstas (pressão de surge); - Potência de absorção solar (útil).

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- Tipo e medida do acoplamento hidráulico da instalação: em linha, rotor, rosca ou flanges, etc. c) Depósitos de expansão As instalações de energia solar térmica devem incluir uma série de elementos indispensáveis para o correto funcionamento e controle da instalação. Alguns deles são obrigatórios, já que se trata de elementos de segurança, e outros são colocados para obter um melhor rendimento e a manutenção da instalação. Para permitir a dilatação da água no circuito primário (Figura 4.10), deve-se colocar um vaso de expansão com capacidade suficiente.

Figura 4.10. Gráfico da dilatação da água [54].

O vaso de expansão pode ser um depósito aberto colocado à máxima altura do circuito, ainda que se utilize mais frequentemente um depósito fechado formado por duas partes separadas por uma membrana elástica (Figura 4.11). Em uma das referidas partes se confina um gás sob pressão, e na outra, fica um espaço livre que a água ocupará uma vez colocada no circuito. Quando a água aumentar de volume, a membrana cederá, comprimindo o gás. A volume necessário do vaso de expansão depende da vazão total do circuito, da temperatura da água, e da pressão com a qual se trabalha [59]. As instalações em circuito aberto são equipadas com depósitos de expansão abertos. Estes vasos consistem em um depósito aberto, isto é, comunicado com a pressão atmosférica (respiradouros).

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Figura 4.11. Depósito de expansão fechado.

No caso do reservatório não ser fechado, este poderá exercer a função do vaso de expansão aberto. As instalações de energia térmica solar tendem a ser efetuadas em um circuito fechado, utilizando, portanto, vasos de expansão fechados, que apresentam vantagens em relação aos abertos: podem ser situados em qualquer lugar da instalação, não absorvem oxigênio do ar e, portanto, não aumentam a oxidação, e eliminam as perdas de líquido portador de calor por evaporação [63].

4.5.2. Válvulas Dentre os diferentes tipos de elementos que atuam em um circuito, pode-se destacar as válvulas, como elementos estruturais. Toda as válvulas serão específicas para instalações de água quente ou de calefação, e terá as características próprias determinadas pelo projetista ou pelo responsável técnico na planta, recomendando pelas normas técnicas listadas no Anexo 2 [65]: - Temperaturas de trabalho superiores a 110 ºC; - Pressão em circuito direto de 10 bar e de 4 bar em circuitos fechados; - Válvulas de esfera por corte, esvaziamento, enchimento, purga, isolamento, dentre outras; - Válvulas de assento para regulação e segurança; - Válvulas de retenção. A missão destas válvulas pode ser definida em: 93

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- Isolar uma parte do circuito (coletor, trocador, reservatório, bomba, etc.) por avaria ou substituição; - Regular a vazão de cada coletor ou do sistema, etc; - Regular a pressão no momento de encher o circuito (válvulas de enchimento automático); - Evitar a circulação em um sentido não apropriado (válvulas de retenção). Juntamente com as válvulas, outros componentes atuaram sobre o sistema de controle dos circuitos primário e secundário (caso os sistemas estejam em separado). Para o aquecimento direto, serão os mesmos das instalações de aquecimento de água [65]: - Válvulas de segurança de 6 bar em todo produtor de água quente, cada captador, grupo ou campo de captadores, acumulador, etc; - Válvulas de corte de pressão nominal superior a 6 bar na conexão convencional ao circuito de água fria e quente; - Válvulas redutoras de pressão para adequar a pressão do fornecimento de água para a pressão admissível nos captadores e acumuladores do sistema de energia solar; - Filtros para evitar a sujeira nos captadores e trocadores. Para o aquecimento indireto, serão comuns nos circuitos primários das instalações de calefação, os seguintes pontos: - A capacidade do vaso de expansão será a apropriada para um salto térmico mínimo (variação de temperatura em relação a temperatura média) de 100 ºC, e suportará a pressão da válvula de alívio (a pressão de 6 bar); - Membranas e materiais serão empregados para uma temperatura máxima de 100 ºC; - Purgadores automáticos serão instalados, no mínimo, em cada coletor, e admitirão uma temperatura de 100 ºC e a pressão da válvula de alívio. a) Válvulas de alívio Estes tipos de válvulas limitam a pressão do circuito no qual serão instaladas. São reguladas para uma determinada pressão, e se o circuito a ultrapassa, se abrem para deixar escapar parte do líquido e assim manter a pressão preestabelecida. Esta pressão de referência deverá ser menor do que a máxima suportada pelo elemento mais frágil da instalação, normalmente não superior a 4 atmosferas no primário nem a 8 no secundário [63].

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Estas válvulas são de obrigatória aplicação em todas as instalações submetidas à pressão e variações de temperatura, segundo a Norma Regulamentadora NR13. Na saída destas válvulas de alívio, adiciona-se comumente um funil de desague (dreno) que nos permite observar o momento no qual a válvula de alívio fará a descarga do líquido. b) Válvulas de bloqueio (anti-retorno) Este tipo de válvula é colocado no circuito primário para impedir que a água circule em sentido contrário ao indicado, ou seja, que entre pela parte inferior dos coletores e saia pela parte superior. Este fato poderia provocar perdas térmicas e mal funcionamento de alguns dos elementos que compõem a instalação [63].

Figura 4.12. Válvula anti-retorno de “Chocalho”.

O tipo de válvula anti-retorno utilizada em energia solar é a denominada de “Chocalho”, já que produzem pouca perda de carga. Ao circular-se, o fluido empurra uma comporta, que por sua posição, fecha-se imediatamente ao interromper a circulação. A válvula antiretorno é geralmente colocada antes da entrada para o coletor.

c) Válvulas de purga Os purgadores têm como finalidade eliminar o ar existente dentro do circuito, tanto nas tubulações como nos coletores, etc., localizando-se nos pontos altos.

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Este ar tem como consequência a queda do rendimento podendo, inclusive, chegar a deixar a instalação inoperante. No traçado das tubulações deverão ser evitados pontos altos nos quais possa acumular-se bolhas de ar. Quando isto for inevitável, será recomendável colocar um purgador [59]. Os purgadores poderão ser automáticos ou manuais. No primeiro caso, serão utilizados os de tipo flutuador, com corpo e tampa integralmente metálicos. Os manuais, além de um recipiente para a acumulação de ar, deverão ser providos de um purgador, análogo ao das instalações de radiadores, na parte superior. d) Desaerador Para assegurar que os gases dissolvidos no líquido sejam evacuados para o exterior pelo purgador, é conveniente colocar um elemento denominado desaerador. Coloca-se no ponto mais alto da instalação, à saída dos coletores [63].

Figura 4.13. Desaireador por absorção

e) Válvulas reguladoras de vazão Estas válvulas são colocadas à entrada dos coletores para variar a vazão que passa, distribuindo a que provém da tubulação geral de água fria. f) Válvulas Termostáticas Estas válvulas, não são mais que válvulas misturadoras. São compostas por uma espécie de êmbolo, manejável por sua parte superior, que permite regular a temperatura da

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água que entrará na rede de água quente da casa. Este pequeno elemento permite regulações da água entre 45 e 70ºC. Algumas destas válvulas vêm graduadas em temperaturas e outras possuem uma escala de níveis com números de 1 a 10. As válvulas termostáticas previnem consumos desnecessários de água enquanto se regula a temperatura para cada utilização [54]. g) Válvula de passagem (ou controle) São os elementos encarregados de interromper total ou parcialmente a passagem do fluido pelas tubulações [42]. As válvulas de fechamento total são utilizadas para separar uma parte da instalação ou isolá-la do serviço, enquanto que as de fechamento parcial servem para produzir uma perda de carga adicional no circuito, com a intenção de regular a vazão ou equilibrar a instalação. A entrada e saída da válvula se denominam via, e o elemento que se interpõe na passagem do fluido, obturador. De acordo com a figura 4.14, as válvulas contêm os seguintes elementos:

Figura 4.14. Válvula de passagem.

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- Roda: É a parte da válvula que move o eixo para que se abra ou feche. Usualmente são de roda, alavanca, roquete, etc; - Eixo: Formado por um espargo que faz descer ou subir o obturador mediante um mecanismo de parafuso ou rosca; - Corpo da válvula: Constitui a parte exterior da válvula, e serve como elemento de conexão com a tubulação. As conexões podem ser rosqueadas, flangeadas ou soldadas. Para diâmetros não superiores a 21/ 2", costumam ser rosqueadas e, para superiores, flangeadas; - Tampa: Parte da válvula que fecha o corpo com o exterior, deixando passar o espargo; - Reboque: Espaço que aloja a embalagem. Sua missão é fazer um estancamento perfeito ao redor do reboque e do eixo, para evitar fugas de líquido. Cada função específica dentro da instalação exige um determinado tipo de válvula, dentre as quais destacam-se: - Válvulas de assento: Neste tipo de válvulas, o elemento obturador é um disco que pode adotar diferentes formas, fechando-se sobre um assento; Nestes dispositivos, o fluido muda de direção, vendo-se obrigado a passar entre o assento e o obturador, o que provoca importantes perdas de carga. São utilizados na regulação da vazão; - Válvulas de comporta: Este tipo de válvula é utilizado como um órgão de fechamento e nunca como um elemento de regulação do fluido portador de calor, já que poderia produzir vibrações na cunha (a seção da válvula é mostrada na Figura 4.15). O elemento obturador pode ser uma cunha com forma maciça, vazia, flexível ou dupla. - Válvulas borboleta: Neste tipo de válvula, o disco ou borboleta que faz às vezes de obturador gira com o eixo. Provocam pouca perda de carga; - Válvulas esfera: Constam do mesmo mecanismo de fechamento que as válvulas de esvaziamento, com a diferença de que o assento do corpo é uma junta de plástico, geralmente de teflon. Seu elemento obturador é uma bola de aço inoxidável. O orifício da bola tem o mesmo diâmetro que a tubulação na qual é colocada, com o que sua perda de carga é mínima quando estão abertas.

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Figura 4.15. Seção da válvula de comporta. Os materiais utilizados nas válvulas são de ferro fundido, aço, bronze e latão. Um fator importante a ter em conta na escolha de qualquer tipo de válvula é a pressão nominal ou pressão máxima à qual pode trabalhar de maneira contínua sem sofrer nenhum tipo de deterioração.

Figura 4.16. Válvula esfera.

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h) Válvula de descarga (esvaziamento ou blowdown) Em algumas ocasiões, para operações de manutenção ou reposição de algum elemento estragado da instalação, é necessário esvaziar o circuito, seja o primário ou o secundário. Para consegui-lo com rapidez e comodidade, é preciso colocar na parte inferior dos circuitos uma chave de passagem conhecida com o nome de válvula de esvaziamento. Este tipo de válvulas apresenta uma grande estanqueidade ao fluxo. Seu elemento obturador é um cilindro ou cone maciço provido de uma perfuração através da qual passa o fluido. Com um giro de 90º se produz o fechamento total da válvula. Para evitar sua abertura acidental, habitualmente se troca o volante por um parafuso quadrado, de maneira que seja necessário utilizar uma chave adequada, inglesa ou alicates, para abri-la ou fechá-la.

Figura 4.17. Seção de uma válvula de esvaziamento.

i) Válvulas de 3 e 4 vias O desenho de uma instalação pode tornar necessária a circulação de fluidos por vias alternativas. Para consegui-lo de maneira automática, são utilizadas as denominadas válvulas de 3 e 4 vias.

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

Nas instalações que nos ocupam, este tipo de válvulas é colocado quase sempre automatizada, de maneira que um sinal elétrico, geralmente procedente de um termostato, ativa o servomotor, abrindo e fechando as vias correspondentes. É praticamente obrigatório o uso de uma válvula de três vias para conseguir um ótimo funcionamento nas instalações de A.Q.S. com interacumulador (reservatório). 4.5.3. Isolamento Com o objetivo de eliminar as perdas de energia no sistema de captação solar,há que colocar isolamentos adequados em todos os componentes do sistema [63]. Como instalação de características especiais, os materiais terão: - Um coeficiente de condutividade térmica máximo de 0,040 kcal/m·h ºC; - Uma resistência à temperatura compreendida entre -35 e 130 ºC; - A capacidade de permitir a dilatação das tubulações; - A característica de evitar as pontes térmicas com as fixações. Para os isolamentos no exterior: - Celas fechadas, pouca absorção de água e resistência à umidade; - Inalterabilidade aos agentes atmosféricos e ausência de formação de fungos; - Resistência à radiação solar, do mesmo material isolante ou com um recobrimento adequado; - Uma perfeita vedação das passagens para o exterior. O isolamento de todo o circuito primário não deve permitir perdas superiores a 5% da energia captada. Da mesma forma, serão convenientemente isolados todos os elementos do circuito. As características mínimas que devem ser especificadas são: - Coeficiente de condutividade térmica; - Margem de temperaturas admissíveis; - Coeficiente de absorção de água; - Espessura da parede do vaso e de isolamento; - Características e sistema de cobertura para proteção no exterior. Os principais isolamentos para tubulações de água quente a baixa temperatura são: A espuma elastomérica e a fibra de vidro. Com respeito ao dimensionamento da espessura necessária de isolante, o problema volta a ser econômico: maiores espessuras implicam em maiores custos com isolamento, menores espessuras implicam em perdas de calor 101

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ao ambiente. A Tabela 4.3 indica algumas especificações apontadas pela norma ASME B 31.1 (Power piping). Para materiais com um coeficiente de condutividade de 0,040 W/mºC, a Tabela 4.3 lista os valores de espessura para as tubulações, aos quais devese adicionar 10 mm em caso de intempéries (locais expostos ao ambiente externo).

Tabela 4.3. Espessuras de isolante em locais interiores para um coeficiente de condutividade de 0,040 W/m ºC [58]. Diâmetro da tubulação (mm) Aço mominal Exterior de cobre D ≤ 32 32 ≤ D ≤ 50 50 ≤ D ≤ 80 80 ≤ D ≤ 125 D > 125

D ≤ 36 36 ≤ D ≤ 50 50 ≤ D ≤ 80 80 ≤ D ≤ 125 D > 125

Espessura de isolamento (mm) 𝝀 = 0,04 W/m2 oC 20 20 30 30 40

500𝝀 500𝝀 750𝝀 750𝝀 1000𝝀

4.5.4. Controle A sofisticação dos distintos sistemas de controle e gestão das instalações solares térmicas varia significativamente. Os mais simples são providos unicamente de um sensor de temperatura no reservatório, que ativa ou desativa o fornecimento energético de apoio, em função da temperatura. Os equipamentos mais complexos contam com sensores de temperatura em vários pontos do circuito, com controles automatizados e informação do estado geral das instalações, para fazer funcionar as distintas bombas e válvulas existentes, tendo, além disso, a possibilidade de gerenciar a instalação a distância ou de fornecer informação sobre a situação dos distintos elementos em estações afastadas [67]. A princípio, é recomendável que os equipamentos de controle sejam os mais simples possíveis, sempre contando com um grau de automatização suficiente para evitar a supervisão constante por parte da operação. A presença de um ou mais sensores de temperatura no reservatório permite conhecer a temperatura e a quantidade de água existente (ao medir-se o nível, ou a vazão). Outro controle importante é um sensor de temperatura na saída dos coletores, que associado ao sensor da temperatura no acumulador (reservatório), pode pôr em funcionamento ou não as bombas. Existem também sistemas de controle capazes de analisar diferentes situações relativas à

instalação,

tais

como

sensores

de

pressão,

sistemas

de

prevenção

de

superaquecimento, alarmes por mal funcionamento, etc.

102

Fundamentos de sistemas solares térmicos

4.5.5. Apoio energético Para prevenir as possíveis faltas derivadas da ausência de incidência solar, quase a totalidade dos sistemas de energia solar térmica contam com um apoio baseado em energias convencionais. A forma deste apoio é muito variável, ainda que em geral seja recomendável que se encontre vinculado por meio de um sistema de controle à instalação solar [68]. Alguns sistemas de apoio são: - Elétricos: Sobretudo para equipamentos pequenos, nos quais a energia é fornecida dentro do acumulador por meio de uma resistência. - Caldeiras a gás ou gasóleo: Este tipo de apoio, segundo o projeto da instalação, pode provir das instalações preexistentes ou também ser realizado de modo simultâneo à instalação solar. Em todo caso, e dependendo das demandas a satisfazer, é possível empregar sistemas de aquecimento instantâneo providos de acumulador independente ou com outros intermediários.

4.6. Outros elementos 4.6.1. Termômetros e termostatos Tanto para conhecer o funcionamento real de nossa instalação, isto é, se cumpre ou não com aquilo especificado, quanto para facilitar sua regulação, é necessário conhecer a temperatura da água em circulação. Para esta função, conta-se com a ajuda dos termômetros. Os tipos mais utilizados que podem ser encontrados no mercado sãos os de contato e os de imersão; os primeiros são muito mais simples de colocar, no entanto, os últimos, são mais precisos. O termômetro de contato é montado sobre uma braçadeira fixada na tubulação por onde circula a água quente. Este arranjo faz com que a união térmica não seja muito boa e que inclusive seja afetado por fluxos de ar, motivo pelo qual se recomenda localizá-los em interiores ou zonas protegidas [68]. Por outro lado, os termômetros de imersão são introduzidos no fluido através de uma bainha. Ao aumentar-se o contato, também é melhorada a medição. É ideal para depósitos, mas por outro lado, requerem um mínimo de espaço devido ao comprimento

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da bainha, de 5 ou 10 cm. Além disso, significa um aumento das perdas de carga, já que é interposto na passagem do fluido [60]. A correta regulação da temperatura dos fluidos, a partir das medições dos termômetros e demais sensores de temperatura da instalação, é um fator estrutural na segurança do sistema de aquecimento solar. Os sensores de temperatura podem ser de contato ou de imersão; estes aparelhos transformam a medida da temperatura em um sinal elétrico, conforme o tipo: Termômetro, termopar, RTDs, bimetálicos, dentre outros [67]. Uma sofisticação a mais é a que nos leva aos termostatos diferenciais, que basicamente funcionam medindo temperaturas em dois pontos diferentes da instalação (saída de coletores e acumuladores, por exemplo), comparando-as continuamente e enviando um sinal, ou outro, em função da sua diferença. Através destes termostatos podemos controlar a bomba do circuito primário para que apenas atue quando realmente o Sol forneça energia suficiente aos coletores, evitando assim, as perdas de calor quando a bomba funcionar sem fornecimento solar. Os termostatos para uso solar costumam visualizar as diferentes temperaturas de forma digital e permitem regular a margem de funcionamento para adeque-o às condições de cada instalação.

4.6.2. Sensores de temperatura (termostatos) diferenciais O circuito de bombeamento deve apenas atuar quando os coletores puderem fornecer ao acumulador um ganho útil, e deter-se quando não houver captação, ou seja, tão fraca que não produza ganhos líquidos, ou inclusive quando venha a se produzir uma perda. Isto é obtido com o denominado termostato diferencial (T.D.) e com as sensores de temperatura das quais é composto [60]. O mecanismo de controle é o seguinte: Um dos sensores, que não é mais que um termoresistor, isto é, um mecanismo que envia um sinal elétrico que varia com a temperatura, é colocado na saída do coletor de placa plana, na parte alta, e conectada ao medidor de diferença de temperatura (T.D.) (Figura 4.18). O outro sensor ou termistor, que também é conectada ao T.D., é colocada na parte inferior do acumulador. Uma última conexão é estabelecida entre o T.D. e a bomba de circulação.

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Um detalhe importante é que a fiação que une os diferentes elementos não tenha emendas, ou seja, que as conexões sejam feitas com solda de estanho para que o contato elétrico seja perfeito [60]. Os sensores podem ser de imersão ou de contato. As primeiras são introduzidas no coletor ou no acumulador com a ajuda de uma bainha, e as outras são sujeitas a um estreito contato com a parte exterior de ambos os elementos. As de imersão são preferíveis, já que são mais precisas e seguras. A missão do T.D. é comparar a temperatura de saída do coletor e do acumulador, de maneira que quando há uma diferença entre estas, favorável aos coletores, a bomba é ligada, iniciando-se o processo de acumulação de energia. Os T.D. de qualidade que atualmente são encontrados no mercado permitem selecionar a diferença de temperatura entre reservatório e placa desejada, que oscila geralmente dos 3 ºC aos 20 ºC.

Figura 4.18. O termostato diferencial.

4.6.3. Manômetros São aparelhos que servem para a medição do valor da pressão no interior de uma tubulação ou reservatório. O manômetro mede a pressão geralmente em kgf/cm2.

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Figura 4.19. Manômetro.

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Reservatórios de calor

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5. Reservatórios de calor 5.1. Primeiro princípio: Maximizar a captação da energia solar Alguns projetistas pensam erroneamente assumem que se a superfície coletora estiver bem dimensionada e a inclinação for adequada, será obtida automaticamente a máxima captação de energia solar. Evidentemente, será necessário dispor do número suficiente de coletores para poder captar a energia necessária e, ao mesmo tempo, deve ser escolhida a inclinação ideal para aproveitar a máxima quantidade de energia solar disponível em cada mês; no entanto, é necessário regular a captação desta energia para que realmente seja convertida em energia útil [1]. Portanto, é necessário medir e comparar permanentemente os níveis de temperatura nos coletores e no acumulador, dispondo dos mecanismos automáticos necessários para que no circuito primário se estabeleça, ou não, a circulação do fluido, em função da possibilidade de conseguir um incremento líquido de energia útil acumulada. O conceito de regulação diferencial é absolutamente indispensável, sendo excluídos sistemas que somente disponham de um simples termostato que prefixa uma determinada temperatura no coletor ou no armazenamento, utilizando-a como um único parâmetro para determinar ou não o funcionamento da bomba de circulação.

5.2. Segundo princípio: priorizar o consumo de energia solar Dado que a captação de energia solar é gratuita e a convencional (suporte) não, seria ideal que o consumo basea-se exclusivamente na primeira, e unicamente nos casos em que esta estivesse completamente esgotada, recorreria-se à energia de suporte. Evidentemente, esta ideal situação não pode ser obtida na prática, pelo fato de que os períodos de consumo dificilmente coincidirão com os de captação. Em todo caso, o projeto do sistema de armazenamento deve ser tal que favoreça o uso prioritário da energia solar frente à auxiliar, e nunca ao contrário. Este objetivo é mais difícil de alcançar no caso de um único acumulador. Quando exista, como é frequente, uma resistência elétrica controlada por um termostato que faça sua função quando a temperatura da água acumulada seja inferior a certo valor, este aquecimento deverá ser graduado para a temperatura mais baixa possível

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compatível com o consumo. Com a intenção de assegurar-se que a energia de suporte somente entrará em ação, apenas quando faltar energia solar acumulada.

5.3. Terceiro princípio: garantir a complementaridade entre a energia solar e as fontes convencionais Esta terceira regra é consequência direta da segunda e, em menor grau, também da primeira. No caso particular da produção de água quente sanitária (A.Q.S.), o primeiro e o segundo princípio conduzem ao preaquecimento de toda a água que será posteriormente consumida. O nível de temperatura alcançado é com frequência inferior ao desejado. A complementaridade ideal consistiria em alcançar tal nível, para posteriormente acrescentar a quantidade de energia auxiliar estritamente necessária, para conseguir a temperatura ideal aceitável pelo uso. Na realização prática do exposto anteriormente podem ser apresentados dois casos: produção instantânea da energia de suporte e produção de energia de suporte em um acumulador independente.

5.3.1. Produção instantânea de energia de suporte Por definição, neste sistema de produção, o gerador de energia de suporte deve fornecer a potência necessária, variável em função da temperatura obtida no preaquecimento solar. Neste caso, deve-se situar o gerador instantâneo de energia de suporte à saída do acumulador solar, tal e como mostrado na figura 5.1 [59]. Este sistema é muito prático e recomendável para moradias no caso de serem utilizados aquecedores instantâneos de gás de tipo doméstico, mas sob uma condição - e isto é muito importante - que a chama de gás (e, portanto sua potência) seja regulada automaticamente em função da temperatura, pois se for utilizada em caldeiras de gás corrente, de chama constante, e se ocorrer a situação da temperatura de entrada da água aquecida pelo equipamento solar for já bastante alta, pode originar uma temperatura de saída excessiva, com perigo inclusive de ebulição. Atualmente, existe no mercado caldeiras instantâneas que regulam de maneira automática a potência fornecida em função da temperatura da água, proporcionando a esta uma temperatura final constante predeterminada. São mais caras que as correntes, mas sua utilização em sistemas de energia solar é muito vantajosa [67]. 109

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Figura 5.1. Esquema de um sistema com energia de suporte.

5.3.2. Produção de energia de suporte em um acumulador independente Este acumulador, geralmente bem menor que o principal, estará situado entre este e os pontos de consumo, com a temperatura de armazenamento da água superior à própria temperatura de uso, para poder misturá-la com a procedente diretamente do grupo solar (em geral, mais fria), obtendo a desejada temperatura final de uso (ver Figura 5.2).

Figura 5.2. Esquema com energia de suporte I.

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Utiliza-se uma válvula termostática, que se encarrega automaticamente de misturar a água solar pré-aquecida com a do acumulador auxiliar [69]. Na Figura 5.3 é apresentado um circuito com energia de suporte.

Figura 5.3. Esquema com energia de suporte II.

5.4. Quarto princípio: não misturar a energia de procedência solar com a convencional Se os três princípios são totalmente respeitados, então é quase sempre possível cumprir também o quarto. Por não misturar ambas as energias, entende-se evitar juntar (Figura 5.4a), ou fazê-lo o mínimo possível, a água pré-aquecida pelos coletores com aquela aquecida através da energia auxiliar [70]. Evidentemente, um acumulador único que armazene a energia solar e a de suporte em um mesmo volume tem um alto risco de mistura. É conveniente, ao menos, ter presentes as precauções representadas na Figura 5.4b, como o uso de chicanas, apesar da solução não proporcionar resultados perfeitos. Além da coexistência funcional entre os armazenamentos solar e convencionais, existem outros fatores capazes de destruir a separação térmica em um sistema, como:

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Chicanas

Figura 5.4. Separação entre acumuladores.

- Efeitos parasitas por termosifão: estes podem provocar a comunicação entre os acumuladores (reservatórios) solar e de suporte, levando a água mais quente deste último para o primeiro. Este defeito é difícil de detectar. Para evitá-lo, deve-se dispor de válvulas anti-retorno, ou colocar o acumulador de suporte a um nível superior ao solar [69]. - Circuitos de recirculação: A recirculação consiste, como já afirmado, em fazer circular constantemente por uma tubulação (denominada de retorno) a A.Q.S. do ponto de serviço mais afastado até o tanque de armazenamento e vice-versa. Com o objetivo de manter sempre quente a água da tubulação de distribuição, de maneira que ao abrir-se uma torneira se possa ser obtida instantaneamente a água à temperatura adequada, sem ter que esperar para que esta chegue do acumulador, deslocando-se a água contida na tubulação até a torneira. Esta disposição é quase obrigatória nas grandes instalações, por estas terem grandes trechos de tubulação a serem percorridos entre reservatório e ponto de consumo de A.Q.S. Caso seja mal projetado, pode haver uma quebra do equilíbrio térmico e consequentemente mal aproveitamento energético (trajetória 1 da figura 5.5).

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Figura 5.5. Disposição com circuito de retorno.

Alguns erros no projeto de terrmorregulação podem ser observados na figura 5.6.

Figura 5.6. Projeto errôneo da regulação.

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Na Figura 5.6 pode-se observar um projeto completamente errôneo, que conduz a um mal comportamento da termorregulação, com aumento da temperatura de todo o sistema, incluindo-se os coletores durante a noite.

5.5. Conclusões Ao respeitar-se aos quatro princípios anteriores, poderá ser obtido um alto rendimento. Apesar de que às vezes, seja recomendável ignorar algum destes princípios para baratear custos. Por exemplo, no caso de instalações pequenas como moradias unifamiliares. O sistema de distribuição da água quente sanitária condicionará o resultado final de economia e conforto. Independentemente de cumprir a regulamentação vigente, recomenda-se [71]: - Evitar as recirculações; - Aproximar ao máximo o reservatório dos locais de consumo; - Diminuir-se a vazão das tubulações de distribuição ao mínimo necessário; - Regular ao mínimo a temperatura de distribuição desde o início; - Com recirculação, assegurar o isolamento térmico das tubulações. Em conjuntos residenciais (moradias coletivas), é preferível não centralizar os sistemas de acumulação e de suporte, com o fim de melhorar o rendimento energético e as condições de conforto do sistema de água quente.

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Água quente sanitária (A.Q.S)

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6. Água quente sanitária É fundamental, antes de proceder ao início de um projeto, conhecer as necessidades energéticas do mesmo, em função dos consumos previstos. Deve-se ter como objetivo, a maior uniformidade possível das temperaturas de distribuição de água quente sanitária (A.Q.S.). As distâncias entre os coletores, reservatórios (acumuladores) e pontos de consumo.

6.1. Estudo das necessidades a cobrir: Folha de carga Neste sentido, na hora de definir as necessidades de consumo de A.Q.S., há que fazer um prévio balanço energético, definindo-se as aplicações, os níveis de temperatura a alcançar, e a quantidade e fonte de energia previsíveis. Para calcular-se o nível de cobertura solar, será necessário definir os dados climatológicos e de radiação solar de partida, normalmente os locais ou do lugar mais próximo ou equivalentes. Há que descrever e justificar o sistema de cálculo utilizado, por consolidar a viabilidade técnica e segurança ao cliente/usuário. O nível de cobertura solar mais alto geralmente não é o mais conveniente sequer o mais rentável. O nível de cobertura ideal dependerá das aplicações, do tipo de energia a ser substituída, da regularidade do consumo, etc. O cliente/usuário há de ter a informação clara do que representa o nível de cobertura, já que não se trata de alcançar algumas temperaturas ou uma autonomia completa sem outras formas de energia, mas uma quantidade de energia expressa em porcentagem das necessidades a cobrir. Antes de tomar uma decisão, há que ter em conta o âmbito de aplicação da energia solar de baixa temperatura, que basicamente é classificada em [63]: i. Produção de água quente de uso sanitário em: - Setor residencial, moradias individuais e coletividades; - Setor sanitário, hospitais e residências, etc; - Setor turístico, restaurantes, hotéis, campings, etc; - Instalações esportivas, poliesportivas, piscinas, campos de esporte, ginásios, etc. ii. Produção de água quente de uso sanitário em geral.

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Há, ainda, outra possível aplicação, mas, até agora, ao efetuar uma instalação solar para este uso, pode-se considerá-la como um caso excepcional. iii. Calefação a baixa temperatura com líquido térmico em: - Sistemas de solo radiante; - Sistemas de aquecimento a ar; - Sistemas de radiadores; - Sistemas com intercâmbio líquido-líquido (piscinas, etc.). Em consonância com a classificação anterior, deverá ser feita a distinção entre demanda de água quente sanitária (A.Q.S.) ou de calefação.

6.1.1. Demanda de água quente As necessidades de água quente serão determinadas tendo em conta os seguintes critérios por ordem de importância [65]: - Temperatura média mensal da água fria; - Temperatura de uso; - Consumo médio diário a esta temperatura; - Variações mensais de consumo; - Outras variações de consumo, variações horárias, semanais ou de temporada. O cálculo de necessidades será realizado no mínimo por períodos mensais e anuais. Desta maneira, os resultados serão apresentados em forma de tabela de consumos de A.Q.S. para os respectivos períodos. Contudo, em casos excepcionais, os consumos típicos de A.Q.S. se adaptam a algumas medidas mais ou menos aceitas na prática diária. No consumo doméstico costuma-se considerar um nível que oscila entre os 35 e 60 litros de água quente a 40ºC por pessoa e por dia, dependendo dos hábitos. A temperatura de consumo costuma ser de 40ºC, ainda que no acumulador, a água possa estar acima deste valor, chegando inclusive aos 60-65ºC em dias de forte insolação, o que obriga a sua mistura com água fria. Sempre deve-se considerar as maiores perdas térmicas ao operar-se com uma maior temperatura de aquecimento.

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Uma das causas do pouco aproveitamento de água quente é o tempo que o usuário leva para

conseguir

a

temperatura

desejada,

misturando

água

fria

e

quente,

aproximadamente 2 e 7 litros. Com o objetivo de minimizar esta quantidade de água quente, desperdiçada inutilmente, é aconselhável utilizar misturadores termostáticos. A tabela 6.1 proporciona os consumos típicos de cada utilização [63]. Tabela 6.1. Consumos aproximados de A.Q.S. para diferentes utilizações cotidianas [58]. Aparatos

Consumo (litros/unidade.dia)

Usuário

50

Máquina de lavar (lavadora)

20 a 40

Lava-louças

20 a 40

Lavar mãos

2a4

Chuveiro (ducha)

30 a 40

Bidê

5 a 7 litros/descarga

Banheira

80 a 120 litros

Para os cálculos a seguir, sempre aproximados, será utilizada uma regra de cálculo baseada nos hábitos do cidadão médio de nossa sociedade: a de definir-se um consumo aproximado de 50 litros por pessoa por dia. A quantidade de energia média mensal que necessitaremos captar para produzir a água quente que temos previsto consumir, a calcularemos aplicando a seguinte fórmula [59]:

𝑞𝑎 = 𝑚̇𝑐𝑝 (𝑇𝑐 − 𝑇𝑟 ) ≈ 4,187𝐶𝑛(𝑇𝑐 − 𝑇𝑟 )

(6.1.1.1)

em que qa é a energia calorífica média mensal (KJ/mês), 𝑚̇ é a vazão mássica (kg/mês), 𝑐𝑝 é o calor específico da água (kJ/kg oC), C é o consumo de A.Q.S. para o dia médio do mês em consideração (kg/dia), n é o nº de dias do mês em consideração; Tc é a temperatura escolhida para a A.Q.S. de consumo e Tr é a temperatura da água fria para o dia médio de cada mês. Para conhecer a temperatura da água da rede de distribuição pode-se optar por medi-la diretamente, ou ainda por buscar o valor correspondente à respectiva localidade em tabelas; não obstante, este valor varia muito em função da altitude do lugar e da estrutura municipal da rede. Um valor típico é 3 graus de celsius abaixo da temperatura média do dia referido [25].

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6.1.2. Necessidades de calefação Serão detalhados os tipos de calefação a serem alimentados com energia solar, tendo especial cuidado em determinar as temperaturas de trabalho nominais. Para o cálculo das necessidades, deverão ser considerados os seguintes dados [47]: - Sistema de calefação e temperaturas nominais de trabalho; - Graus dia de calefação (caso se trate de calefação de locais); - Demanda térmica necessária. As necessidades de calefação deverão ser apresentadas em forma de tabela mensal e anual, com o fim de estabelecer, juntamente com a demanda de A.Q.S., as necessidades totais para os respectivos períodos de tempo.

6.2. Escolha do sistema A partir da definição das aplicações, quantificado-se as necessidades a cobrir, e a fonte de energia de suporte convencional ou não, deve-se escolher o tipo e selecionar o sistema da instalação. Neste sentido, influem variáveis tanto de ordem técnica como econômica As limitações econômicas são as mais influentes na hora de elaborar uma instalação, já que estas são projetadas para obter uma dada rentabilidade. O sistema é o conjunto de equipamentos e instalações que determinarão a maneira de captar, transportar e armazenar a energia solar para sua utilização. É condicionado principalmente pelos seguintes fatores [47]: - Características próprias do lugar; - A aplicação para a qual é destinada; - Dimensão da instalação; - O lugar de colocação do campo e dos elementos da instalação; - A possibilidade de geadas.

6.3. Sistemas de produção de água quente sanitária (A.Q.S.) As instalações para a produção de água quente sanitária, em geral, podem ser classificadas em: - Circuito aberto ou direto; 119

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- Circuito fechado ou indireto. No caso da circulação aberta, a água que circula pelos coletores é utilizada diretamente para o consumo. Não dispõe de trocador e seu uso é condicionado fundamentalmente pela qualidade da água e pelo tipo de coletor. Em qualquer caso, é conveniente que se incorpore um equipamento de tratamento da água [59]. Exceto por alguns fabricantes, coletores solares com circuitos primários e secundário com água, não são utilizados em zonas climáticas com geadas, e quando estas se produzem, o problema é resolvido esvaziando-se a instalação [9]. Para estes sistemas é muito importante que a distância entre a produção e o ponto de consumo seja mínima, para evitar perdas de calor ao ambiente no trajeto. O diâmetro das tubulações determinará o tempo de transporte da A.Q.S. até a sua chegada ao ponto de consumo. Com a vazão volumétrica constante, o diâmetro definirá a velocidade e consequentemente o tempo de transpórte. Todavia, o valor mais comum de diâmetro é de ¾”. Outra classificação das instalações de água quente sanitária se baseia na distinção do circuito ser um termossifão ou ter circulação forçada.

6.3.1. Circuito por termossifão Fundamenta-se no aproveitamento das correntes de convecção. Efetivamente, a água, ao aquecer-se, possui uma densidade menor, motivo pelo qual é produzida uma estratificação de acordo com os níveis de temperatura. Portanto, nestes casos, o depósito de acumulação (reservatório) deve estar situado a uma cota (altura) mais alta que os coletores. Este circuito possui a grande vantagem de sua simplicidade, por não necessitar de bomba de circulação ou de malhas

de controle de temperatura (termosensores). É

comercializado em equipamentos compactos, incluindo o sistema coletor, reservatório, de segurança, de expansão, etc., em um só módulo. Assim, sua instalação é muito mais simples e econômica do que uma instalação forçada, tornando-se muito confiável em seu funcionamento [59]. A figura 6.1 ilustra alguns coletores com sistemas do tipo termossifão.

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Figura 6.1. Aquecedores de água (coletores) por termossifão.

Coletores com termossifão são utilizados fundamentalmente para cobrir pequenas demandas de usuários domésticos individuais (residências), já que para estes casos torna-se mais econômico. Podem trabalhar tanto em circuito fechado quanto em circuito aberto. O principal empecilho para este tipo de instalação é a sua implementação em residências já construídas, já que é necessário instalar tubulações de água quente sanitárias em alguns cômodos. Para residências recentes (2015 em diante), já é possível observar que residências utilizam estes tipos de coletores devido a sua alta economia, em especial, em chuveiros e torneiras. Em conjuntos residências, pode ser utilizado de forma complementar aos sistemas a gás de aquecimento.

6.3.2. Circulação forçada Para instalações de maior capacidade, é necessário recorrer a uma solução de circulação forçada e de circuito fechado. O seu princípio básico de funcionamento consiste na

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circulação do líquido térmico pelo coletor solar transportado por uma bomba circuladora com a correspondente regulação. O controle de temperatura deste sistema será baseado na aplicação de termostatos diferenciais ou medição de temperatura em pontos distintos (basea-se na diferença de temperatura, ∆T). Uma representação de um circuito deste tipo é ilustrado pela Figura 6.2.

Figura 6.2. Esquema de instalação com circulação forçada.

A regulação deste sistema se baseará sempre na aplicação do termostato diferencial, ou no diferencial de temperaturas. A Figura 6.3 ilustra um exemplo desta configuração, juntamente com os elementos necessários listado na Tabela 6.1.

Figura 6.3. Elementos necessários de uma instalação de A.Q.S. por circulação forçada.

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Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 6.1. Elementos e notação da Figura 6.3.

𝑵𝟎−

Componentes

𝑵𝟎−

Componentes

1

Coletores

9

Válvula anti-retorno (bloqueio)

2

Suportes

10

Manômetro

3

Acumulador/reservatório

11

Termômetro

4

Vaso de expansão

12

Válvula de segurança

5

Bomba

13

Resistência elétrica

6

Válvula de regulação

14

Controle diferencial

7

Purgador

15

Válvula de esvaziamento (blowndown)

8

Válvula de corte

6.3.3. Circulação do fluido do portador de calor primário por bombeamento A bomba (ou eletrocirculador) normalmente vem limitado ao circuito primário, sem se apresentar nenhum tipo de problema em geral, sobretudo em instalações pequenas. Não se deve superdimensionar a potência elétrica do mesmo, com o fim de não produzir um consumo desnecessário. A vazão estará normalmente compreendida entre 50 e 75 litros/hora por cada m2 de superfície coletora [63]. Em geral, o uso de uma bomba no circuito primário é imprescindível quando o trocador, interior ou exterior ao acumulador, se encontre a uma altura inferior ao dos coletores. Há a necessidade de instalação de uma válvula anti-retorno (bloqueio) para evitar-se o efeito termosifônico noturno. Por este efeito, a temperatura externa (parte exterior da instalação) será menor do que a interna gerando uma circulação contrária a pensada no projeto, podendo gerar transbordamentos, vazamentos, dentre outros problemas. Esta válvula deverá ser considerada nos acidentes hidráulicos, ao selecionar-se a bomba de circulação.

6.4. Transmissão de calor por meio de um trocador de calor externo Neste caso, a instalação possui dois circuitos totalmente independentes (primário e secundário) termicamente interligados pelo trocador, cuja configuração pode ser do tipo placas ou tubular.

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Teoricamente é possível que, mesmo que se utilize um trocador externo, a circulação no circuito primário possa ser termosifônica. Por outro lado, o habitual é a utilização de uma bomba de circulação para estabelecer-se uma condição de convecção forçada. Pelo fato de o trocador de calor necessitar de uma vazão de mínima de escoamento para atingir uma eficiência adequada, o que dificilmente será alcançado apenas com um termosifão [68]. O conjunto hidráulico do circuito primário (circuito do coletor solar) deve ser capaz de resistir à pressão máxima do circuito secundário (água de aquecimento). No caso de uma avaria trocador de calor, por exemplo um casco e tubos, será estabelecida uma conexão direta (por meio do vazamento) entre o circuito secundário e o primário. Evidentemente, o trocador de calor por norma de projeto (ASME seção VIII.1) deve dispor de uma válvula de alívio, e a partir do momento em que a água que circula pelos tubos (circuito primário) vazar para o casco (circuito secundário), será acionado um sensor de pressão ativando uma válvula de bloqueio a montante do trocador. Conforme a norma supracitada, a pressão máxima de trabalho admissível (PMTA) do casco é cerca de 30% a dos tubos.

6.5. Energia de apoio de A.Q.S Entende-se por energia de suporte, a fonte energética que complementa a energia solar para cobrir o consumo de energia térmica. Nos sistemas de aquecimento pode-se aplicar como critérios gerais [65]: - Utilizar aquecedores diferentes para as energias solar e de suporte; - O aquecedor solar deve estar a jusante do aquecedor de apoio, para que este possa completar a demanda de energia necessária. Em todos os casos, o controle de temperatura será muito importante para obter-se o máximo rendimento da instalação. A escolha do sistema de suporte é condicionada pelos seguintes critérios [54]: - Facilidade de acesso à fonte energética; - Custos da instalação; - Confiabilidade no fornecimento de combustível; - Custo da energia; - Impactos sobre o meio ambiente;

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- Segurança operacional; - A facilidade de acoplamento ao sistema de energia solar. A integração da energia de suporte ao mesmo reservatório (como critério geral) não é recomendável, já que pode ocasionar problemas com controle de temperatura. Quando a instalação solar é simples, como podem ser os sistemas de coletores por termosifão, a aplicação da energia elétrica diretamente ao reservatório (por meio de uma resistência, por exemplo) se justifica pela facilidade construtiva e por seu baixo custo. Porém devese controlar seu acionamento com sensores de temperatura e um sistema do tipo retroalimentação (feedback). A utilização de energia elétrica como sistema de apoio ao solar para produção de A.Q.S., somente poderá ser aplicado para pequenas instalações domésticas, cujos reservatórios não superem os 1000 litros. A aplicação de outras fontes de energia ao reservatório solar pode tornar-se complexa e deve ficar a critério do especialista, ou do técnico competente, ou ser efetuada com equipamentos devidamente comprovados e garantidos pelo próprio fabricante. Quando o sistema de suporte é separado do reservatório solar, sua conexão será feita de acordo com o tipo de energia e com as características da demanda. Para a produção de A.Q.S., o fornecimento de energia de suporte será feito sempre em série e posteriormente ao sistema de energia solar, com os mesmos critérios de engenharia utilizados para as energias convencionais (NR 13, Asme Seção VIII.1, Asme B31.1 e B31.3, etc..). a presença de sensores de temperatura e o respectivo controle, após os aquecedores [55].

6.6. Execução e manutenção de uma instalação de A.Q.S 6.6.1. Processo prévio ao início da instalação Toda instalação de energia solar parte de um desenho que deve ser realizado por um profissional tecnicamente qualificado. A partir dos 250 m2 de superfície de coleta, o projeto deverá estar devidamente legalizado, ou incluído no projeto de instalações térmicas do edifício. Conforme especificações do CREA e da norma ABNT NBR 5626:2020 Versão Corrigida Sistemas prediais de água fria e água quente: Projeto, execução, operação e manutenção. Não obstante deve obedecer a norma regulamendora NR 13.

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Estes critérios serão de aplicação a todos os projetos com o fim de garantir um nível de qualidade mínimo consensual. Para todo projeto de uma instalação, há uma série de passos prévios a seguir [67]: i) Levantamento de dados da instalação: Deve-se estabelecer um levantamento de custos e o respectivo orçamento preliminar deve ser fornecido ao cliente; ii) Cálculo das demandas térmicas: Será realizado a partir dos dados obtidos, e de sua comparação com os extraídos de experiências anteriores (quotação); iii) Dimensionamento dos elementos principais: coletores e reservatório são projetados com um orçamento mais detalhado com precisão de cerca de 80 a 90%; iv) Projeto do sistema e instalação: Após a instalação é gerado ao cliente o orçamento final. Para os cálculos supracitados devem ser adotados os seguintes critérios: - Seleção de sistema energético de suporte: conforme utilização e demanda, e localização das instalações. De acordo com os próprios critérios do usuário e das normas; - Acesso a planta baixa e layout da instalação: permitirão a previsão de localização dos coletores; do dimensionamento do reservatório e do trocador de calor; da seleção da bomba; da montagem do layout e do isométrico das tubulações; e posicionamento de instrumentos de controle; A partir da documentação de projeto são condicionados os arranjos, os reservatórios e aplicadas as soluções técnicas mais apropriadas. - Quotação: após ser montado o projeto, contatam-se os fabricantes e revendedores para compra dos componentes da instalação. - Montagem, comissionamento e condicionamento: Profissionais qualificados farão a montagem da instalação, e os respectivos testes hidrostático e de estanqueidade. Seguidos de sintonia da malha de controle (quando houver) e demais ajustes finos. Entre as fases de quotação e construção da planta é necessário tratar de todos os documentos referentes à manutenção, garantias, acompanhamento, etc., com o fim de oferecer as máximas opções de segurança e de garantias ao cliente.

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Uma vez resolvidos todos os pontos anteriores, será consolidado o contrato. Desta maneira, com a aprovação de todos os pontos anterioes, serão estabelecidas as seguintes condições [67]: - Forma de pagamento; - Garantias (ou seguros) dos equipamentos e da instalação; - Calendário de entregas, de obras, da instalação e da partida da instalação; - Plano de manutenção obrigatório e incluído nas garantias; - Proposta de plano de manutenção geral das instalações; - Contratos de manutenção acordados; - Responsabilidade técnica (no caso da NR 13 por exemplo, o Profissional Habilitado); - Legislações utilizadas; - Sistemas de controle, acompanhamento, garantias de resultados, etc. Tanto o projetista quanto o vendedor têm o dever de informar ao cliente/usuário das possíveis ajudas e subsídios às quais pode ter acesso, a sua forma de obtenção, assim como facilitar a tramitação. Previamente ao cálculo da instalação, realiza-se uma análise econômica com os seguintes pontos [60]: - Descrição dos custos de instalação, ajudas, estudos financeiros, etc; - Subsídios e ajudas financeiras; - Economia prevista; - Custo previsível da manutenção; - Custo previsível da energia obtida; - Tempo de retorno do capital (payback); - Tempo de vida útil da instalação; - Rentabilidade do investimento (Taxa interna de retorno, TIR); - Vantagens e benefícios sócio-ambientais.

6.6.2. Provisão de material Na seleção dos equipamentos, serão tomados os seguintes critérios básicos [42]: - Os equipamentos devem estar preparados e/ou protegidos exteriormente para o seu respectivo uso;

127

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- Deve-se admitir temperaturas de trabalho mais altas que as habituais em sistemas convencionais de caquecimento e de produção de A.Q.S; - Os elementos de segurança devem comportar os piores cenários possíveis de operação do sistema; - Os materiais construtivos, tubulações, reservatórios, conexões, isolamentos, juntas, etc., devem admitir dilatações e temperaturas com muitos ciclos e variações rápidas. Todas

as

informações

dos

equipamentos

utilizados

devem

estar

prontamente

disponíveis, com o fim de facilitar a sua manutenção, a localização de pontos de funcionamento deficiente visando a sua possível substituição durante a vida útil da instalação.

Neste

sentido,

avarias

e

deficiências

de

qualquer

equipamento,

aparentemente normais em sistemas totalmente convencionais, são consideradas mais preocupantes em sistemas solares devido às particularidades do seu funcionamento (sazonalidades da energia solar, mesmo com reservatório em uso). Os coletores devem ser homologados, bem como os acumuladores (reservatórios), para cumprir a regulamentação de aparelhos à pressão com seu correspondente registro de fabricação, conforme requerido pela NR 13.

6.6.3. Fases do processo de montagem Uma vez aceita a obra, deverão ser confirmadas sobre as especificações do projeto; toda modificação deverá ser justificada e feita sob consenso para evitar precipitações [6]. a) Localização na obra Os equipamentos devem ser posicionado; de tal forma que: - Esteja o mais próximo possível do restante dos componentes aos quais deverá estar conectado. - A utilização do espaço de forma a não obstruir, ou dificultar, a circulação do operador; - O condicionamento do local e a idoneidade da instalação: piso e suportes adequados, cobertura, sistemas de proteção contra intempéries, etc. b) Campo de coletores Ao estabelecer-se o posicionamento do(s) coletor(es), deve-se considerar:

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

- A facilidade de acesso para as operações de manutenção; - A resistência mecânica dos suportes, caixas dos coletores solares, tubulações e demais componentes mecânicos; - A orientação no sentido sul e/ou deve ser feita a não ter sombras. Em caso de ser inevitável a projeção de sombras, ao meio-dia solar não superará 15% da superfície de captação no pior dos casos; - Estará protegido de possíveis vandalismos, queda de objetos, e outros tipos de quedas. Deverão ser constituídos por coletores com não mais de 12 m2, ou em todo caso, da medida indicada pelo fabricante ou técnico projetista da instalação para cada unidade. Os coletores solares da instalação deverão ser do mesmo modelo e fabricante (replicantes). Se isto não for possível, haverá que compensar totalmente as diferenças. Além disso, deverão cumprir também o seguinte requisito [53]: - Estar homologados, tendo vigentes o correspondente certificado e o número de homologação (prescindível em pequenas instalações de equipamentos e kits de montagem domésticos, devidamente garantidos pelo fabricante). De forma adicional, deve-se dispor, no mínimo, das seguintes informações [63]: - Curvas de rendimento instantâneo realizadas por um laboratório credenciado; - Área útil da superfície útil de captação; - Peso do coletor vazio; - Capacidade (volume) de líquido no reservatório e no coletor; - Tipos de líquidos, vazões recomendadas e perdas de carga; - Pressão máxima de serviço e pressão de teste (PMTA); - Constituição do absorvente e de circuito de líquido; - Constituição da cobertura, da caixa e de vedação do coletor; - Tipos e espessuras do isolante; - Sistema de fixação; - Sistemas de conexões específico. As conexões deverão reunir as seguintes características mínimas [58]: - Assegurar a estanqueidade hidráulica dos coletores, do reservatório, das tubulações e demais componentes; - O efeito da dilatação do fluido, em especial no reservatório; - Permitir a instalação de válvulas de bloqueio e controle pe captador nos coletores; 129

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- Não são recomendáveis os sistemas de mangas e braçadeiras. c) Tubulações As tubulações circularão por zonas protegidas de golpes e atritos, levando-se em consideração os seguintes pontos [59]: - A disposição de esteiras e demais suportes para as tubulações; - A aplicação de isolamentos apropriados; - As dilatações por mudanças de temperatura; - A proteção contra a corrosão de seus componentes; - A proteção contra as intempéries de todos os materiais que intervenham na sua instalação, incluídos os isolantes; - A durabilidade mínima de 50 anos em condições de trabalho normais. Evidentemente, os pontos supracitados deversão estar em consonância com as normas de engenharia. d) Sala de máquinas Tanto a sala de máquinas quanto a localização dos reservatórios solares estarão situados o mais próximo possível dos pontos de consumo. Será suficientemente espaçosa para o acesso a cada componente, para comprovar seu funcionamento e facilitar as operações de manutenção, e disporá dos sistemas de descarga periódica e em situações de emergência. Toda a instalação será feita seguindo os critérios marcados pela ABNT NBR 15569:2020 “Sistema de aquecimento solar de água em circuito direto — Requisitos de projeto e instalação”. Disporá de sua própria caixa elétrica de controle e regulação, alimentada se possível por uma linha direta exclusiva, desde a caixa de distribuição principal, com as correspondentes proteções contra sobrecargas, curto-circuitos e derivações para terra. Todos os componentes e instalações elétricas cumprirão o estabelecido na vigente "ABNT NBR 5410:2004 - Instalações Elétricas de Baixa Tensão".

6.6.4. Partida da instalação Para o início de funcionamento da instalação, deverá ser seguida uma série de passos e procedimentos operacionais [54].

130

Fundamentos de sistemas solares térmicos

a) Limpeza e carregamento (enchimento) da instalação É conveniente realizar um primeiro enchimento (carregamento hidráulico) e drenagem da instalação com dois objetivos: - Realizar uma limpeza de possíveis depósitos de sujeira, de limalhas, etc., introduzidas no circuito durante a montagem; - Detectar e corrigir vazamentos (teste de estanqueidade). O enchimento do circuito será realizado da parte mais baixa para a mais alta, para evitar bolsas de ar que, de outra forma, poderiam ficar dentro do circuito. Uma vez terminada a operação de enchimento, será dada partida no sistema, deixando o fluido recircular durante um certo período de tempo, para que sejam arrastadas possíveis impurezas nas tubulações. Depois da circulação inicial de água, o sistema será esvaziado, serão concertados possíveis vazamentos detectados (estanqueidade) e, em seguida, se procederá ao enchimento definitivo da mistura de água e de anticongelante, se este último for necessário. Os processos de enchimento são descritos com detalhes para o enchimento e purga do circuito primário em uma instalação conectada à rede com vaso de expansão (reservatório) fechado [54]: i)

Em

instalações

pressurizadas

pela

rede

de

fornecimento

(sistema

de

abastecimento de água), o circuito primário ou de coletores estará protegido por uma válvula redutora de pressão, que controlará possíveis variações de pressão. Desta forma, deverá estar previsto um purgador automático de ar colocado no ponto mais alto, o qual se manterá aberto até a eliminação total do ar; ii) A válvula de segurança é regulada à pressão máxima de trabalho dos coletores; iii) A bomba de circulação será escovada (afogamento) e o ar expulso por uma válvula de purga antes da partida; iv) O vaso de expansão terá uma pressão a frio e quando vazio, ou seja, sem pressão no trecho que une este com a condução principal, que normalmente será igual ou superior a 1,5 kgf/cm; v) Se comprovará que todas as chaves de passagem se encontram em sua correta posição de aberto ou fechado; vi) Uma vez realizadas as operações anteriores, se procederá para encher e pressurizar o circuito, fazendo-o a frio; 131

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vii) Uma vez cheio e pressurizado, devem ser fechadas as purgas de ar e seguir a linha, comprovando-se que não há vazamentos em nenhum ponto. b) Sistemas de vaso de expansão aberto Neste caso, o enchimento se realizará diretamente pelo vaso de expansão (reservatório), por meio do enchimento automático, como controle de nível com um sistema de boia por exemplo. c) Enchimento com anticongelante Quando o sistema utiliza um vaso de expansão aberto, é preferível realizar a mistura fora do sistema e introduzi-la no circuito, introduzindo-a lentamente no vaso de expansão. Em sistemas fechados pode-se prever um pequeno dreno de água na parte inferior do circuito para a introdução da mistura anticongelante (que será fechado, após o início da alimentação do anticongelante, evidentemente). Sendo mantida, durante toda a operação de enchimento, aberta a válvula de purga de ar situada na parte alta do circuito. Para acelerar o processo em instalações grandes, pode ser equipada uma pequena bomba portátil para acelerar o enchimento do sistema com o anticongelante. d) Enchimento e purga do circuito secundário O circuito secundário fica pressurizado pela rede de água da concessionária, e somente nos casos em que sejam previstos cenários de sobrepressão, será utilizada uma válvula redutora. Esta será regulada de forma análoga ao descrito no circuito primário. i) Deverá estar previsto um purgador automático de ar colocado no ponto mais alto do circuito, o qual deverá estar aberto até a evacuação total do ar (pode ser utilizada uma válvula de bloqueio do tipo airlock); ii) Da mesma forma, também será prevista uma válvula de alívio, assegurando sua descarga livremente. Esta se encontrará sob a pressão máxima de trabalho (PMTA) do reservatório, por ser o elemento menos resistente do circuito secundário; iii) Deverá ser verificado se todas as vávulas de passagem se encontram na posição correta de aberto ou fechado;

132

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iv) Uma vez realizadas as operações anteriores, se procederá para encher e pressurizar o circuito; v) Por último, serão fechadas as purgas de ar (sem necessário) e se observará a linha, verificando se há algum vazamento. Além disso, para assegurar uma partida segura e funcional, deve-se seguir as seguintes recomendações: - Testes elétricos e condicionamento da instalação; - Ajuste da vazão dos circuitos; - Verificar se os circuitos estão operacionais e sem possíveis causas de curto. Quanto aos testes dos equipamentos, podem ser destacadas cinco principais, definidos pela norma ASME seção VIII.1: - Teste de estanqueidade: será realizado em conjunto com as tubulações e sob uma pressão hidrostática não inferior a 1,5 vezes à pressão nominal do circuito; - Teste hidrostático: Será realizado com todos os vazos de pressão do sistema (de forma isolada) e com uma pressão de 1,3 vezes a Pressão Máxima de Trabalho Admissível (PMTA); - Teste de funcionamento ou de aquecimento; - Teste de circulação de fluido; - Testes dos acessórios. Serão realizadas durante a prova de pressão do circuito, aumentando a pressão de ajuste frente à válvula de segurança, até chegar a um valor de 1,1 vezes à pressão de ajuste, verificando-se assim a atuação da válvula. 6.6.5. Isolamento da instalação Quando se fala de isolar uma instalação, nos referimos ao isolamento daqueles componentes que desprendem calor, os quais são basicamente o reservatório, o trocador de calor e todo o sistema de tubulações do líquido transportador de calor [68]. As tubulações de água quente, como todo corpo que está a maior temperatura que o entorno, são suscetíveis a produzir grandes perdas caloríficas: para evitar este efeito negativo em na instalação, deve-se isolá-las. A escolha de um isolamento é determinada por diversos fatores, destacando-se [61]: - O coeficiente de condutividade térmica do isolante; - O custo (incluindo sua montagem); 133

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- A faixa de temperaturas de trabalho; - O comportamento frente aos materiais que isola: em especial, corrosão sob isolamento (CUI, corrosion under insulation); - A estabilidade e resistência aos elementos externos e desgaste térmico. O isolamento das canalizações para água quente, a temperaturas relativamente baixas, costuma ser dos seguintes materiais [38]: Espuma elastomérica. Permite alcançar temperaturas de até 100ºC e não gera problemas de corrosão. Possui uma boa resistência mecânica, não se degrada com a umidade, é rápido e fácil de montar, e possui um coeficiente de condutividade a 20 ºC de 0,035 W/m K; do contrário, em utilizações para as intempéries, deve ser protegida da ação da radiação solar; Fibra de vidro: Suporta temperaturas elevadas, possui uma baixa resistência mecânica, e é muito fraca sua resistência na água, motivo pelo qual geralmente são montadas recobertas por um tubo de aço galvanizado como proteção, tendo um coeficiente de condutividade de 0,046 W/m K a 50 ºC.

6.7. Manutenção preventiva Os equipamentos e as instalações de energia solar possuem desempenhos variáveis em função do grau de incidência de irradiação solar (insolação), das condições climáticas, da aplciação, da variação da demanda, etc. A determinação no projeto ou estudo de viabilidade dos desempenhos, da produção energética, da porcentagem de cobertura, etc., terá impactos expressivos no resultado final. A existência de uma energia de suporte que garanta o serviço sem o fornecimento solar torna difícil determinar o nível de cobertura e o fornecimento energético solares. A influência das condições climatológicas, tanto nos coletores solares quanto nas instalações exteriores, torna imprescindível a vigilância e a manutenção preventivas. Submeter as instalações a manutenções programadas, permite determinar e controlar os desempenhos da instalação de energia solar, a evolução da demanda no tempo, e monitorar os principais parâmetros que determinaram o dimensionamento e o desenho da instalação.

134

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Um sistema de monitoramento proposto conjuntamente pelo fabricante, pelo projetista, pelo instalador e pelo usuário, pode ser realizado de diversas maneiras e dependerá da complexidade e das dimensões da instalação. Este deve ser acompanhado de um programa pelo qual procure-se um programa inicial de manutenção contínua da instalação por um período mínimo de três anos. Na hora de realizar os trabalhos de manutenção, os principais elementos de controle serão [61]: - Controles de funcionamento; - Termostato (sensor de temperatura) diferencial de aproveitamento solar; - Indicador e/ou regulador da pressão no circuito primário; - Termostato de regulação da energia auxiliar; - Purgadores automáticos de ar; - Bombas de circulação; - Elementos de segurança; - Válvulas de alívio nos circuitos primário e secundário; - Vasos de expansão (reservatório). Outros elementos a serem vistoriados durante a manutenção: - Isolamentos externos e sistemas de proteção contra radiação U.V; - Filtros; - Trocadores de calor; - Bombas de circulação; - Controle de qualidade da água (ou outros líquidos) no circuito primário.

6.8. Localização e conserto de avarias Para o estudo do tema, será estabelecida uma separação entre avarias do sistema e deterioração da instalação.

a) Avarias mais frequentes nos sistemas solares de baixa temperatura A presença de avarias é detectada através dos seguintes sintomas:

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- O rendimento da instalação baixa consideravelmente ou desaparece, isto é, em dias ensolarados a temperatura do depósito solar sobe pouco ou sequer sobe, e o sistema de energia auxiliar funciona durante um intervalo de tempo acima do esperado; - São detectados vazamentos de fluidos nos circuitos; - O sistema de energia auxiliar não arranca (partida), e em dias sem sol a instalação não aquece a água; - Os custos com energia auxiliar são excessivos; - A instalação gera ruídos anormais, seja porque alguma das bombas se tornaram demasiadamente ruidosas ou pela ebulição de água nos coletores; Os problemas descritos acima são consequência de alguma das seguintes avarias: - O não funcionamento das bombas será notado quando em um dia ensolarado a temperatura do reservatório não aumentar; - A baixa pressão no circuito, por estar frio e parado. Esta pressão deve ser medida à primeira hora da manhã, com a água fria e as bombas paradas. Os manômetros devem indicar pressões superiores às definidas no projeto da instalação; - As bombas funcionam, mas a vazão e a pressão são insuficientes; - As bombas funcionam com pressões altas e vazões baixas; - Vazamento de líquido no circuito; - Aberturas excessivas das válvulas de alívio; - O queimador auxiliar de gás ou combustível não foi ligado; - O aquecimento auxiliar entrou em funcionamento de forma inadequada; - Ruptura do vidro do coletor; - Ruptura da junta da cobertura do coletor ou das juntas de saída dos tubos do coletor; - Ruptura do material isolante, permitindo acesso para tubulações ou componentes; - Ruídos anormais na bomba; - Ruído de ebulição no coletor. b) Deterioração e degradação com reparação imediata necessária Este tipo de avaria deve ser reparado o mais rápido possível, já que podem comportar consequências graves a curto prazo [54]. - Entrada de água no coletor, entre o absorvedor e o vidro, como consequência de uma perda da estanqueidade na união cobertura-carcaça ou das juntas de saída das tubulações. Este é possivelmente o mais grave dos problemas;

136

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- Descolagem, ruptura ou deterioração do isolante ou de sua proteção na parte exterior do circuito hidráulico; - Deformação da caixa do coletor por esforços térmicos; - Operações de revisão de componentes do circuito; - Desbloqueio de bombas; - Purgação da bomba; - Determinação da vazão proporcionada pela bomba; - Calibração do controle; - Limpeza do circuito.

6.9. Estruturas de suporte e ancoragem Esta estrutura serve de fixação para o coletor no ponto de captação. O fabricante dos coletores deve fornecer, ou no mínimo informar, as soluções para a fixação dos coletores, tendo em conta o lugar, inclinação, peso, conexões, etc. Em geral, o sistema de fixação terá as seguintes características [54]: - Os materiais serão os apropriados para resistir às intempéries; - Todo o sistema de fixação, de estrutura e de encravamentos, não deve transmitir nenhum tipo de esforço ao coletor, às suas conexões e ao circuito hidráulico ao qual está conectado. Tendo-se em conta as cargas de peso e as dilatações produzidas pelo aquecimento; - Terminada a instalação, deverá resistir às sobrecargas por vento, segundo a norma NBR 6123: Forças devidas ao vento em edificações. - Em geral, a estrutura, os encravamentos e todo o campo de captação, estarão submetidos à legislação local, às Normas Básicas e às práticas usuais na construção que lhe sejam de aplicação; - É responsabilidade do instalador verificar se o lugar onde será colocado o campo de captadores cumpre as condições de resistência e de segurança necessárias.

6.10. Orientação e inclinação dos coletores Na instalação de coletores planos existem dois fatores de grande importância para otimizar seu funcionamento: a orientação e a inclinação [67]. Estas duas variáveis dependem das horas do dia, dos meses do ano e do ângulo formado pela radiação incidente. Deseja-se uma inclinação vertical (perpendicular) em relação ao sol obtida ao 137

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meio dia. E uma média mensal maior é obtida, em geral, ao orientar-se os coletores para o sul e com um ângulo de inclinação igual à latitude da zona. Este ângulo de inclinação dependerá da modalidade de aplicação da instalação, e poderá variar ao longo do ano caso sejam previstas variações de demanda de uns meses para outros, considerando-se os períodos de maior demanda energética. Para mais detalhes com relação ao ângulo de inclinação, além dos procedimentos analíticos, existem tabelas com valores de radiação incidente sobre as superfícies inclinadas para os diferentes meses do ano e latitudes geográficas. Por regra geral, as inclinações são apresentadas na Tabela 6.2 [17]:

Tabela 6.2. Ângulo de inclinação dos coletores (hemisfério norte). Utilização pessoal

Inclinação (o)

Desvio

Estival Invernal Anual

35 50 45

± 10%

A situação pode ser tão favorável em coberturas de edifícios como nos espaços de terreno disponíveis. Se é sobre uma cobertura, deverá-se ter cuidado com a sobrecarga que as instalações, suportes e coletores podem representar, e o fato de serem necessários uma série de suportes extras. Com respeito à orientação, deve-se considerar o hemisfério. No hemisfério norte (superior), o sol situa-se para o sul. Evidentemente, no hemisfério sul será o oposto. Portanto, para obter-se um máximo rendimento no hemisfério norte, as placas estarão orientadas para o sul. Não obstante, não é necessário preocupar-se excessivamente com a precisão, já que, inclusive com uma variação de até 25º, será obtido mais de 90% da radiação total incidente.

6.11. Determinação de sombras Normalmente, no dia mais favorável do período de utilização, o equipamento não deve ter mais de 5% da sua superfície útil de coleta coberta por sombras. Um equipamento se tornará inoperante quando 20% de sua superfície de captação estiver coberta por sombras [1].

138

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A determinação de sombras projetadas sobre coletores por parte de obstáculos próximos é realizada na prática, observando-se o entorno a partir do ponto médio da aresta inferior do coletor, tomando-se como referência a linha norte-sul. Fazendo-se uma "varredura" angular para ambos os lados da linha N-S, não deve haver nenhuma forma de obstáculo em frente ao coletor com uma altura superior que possa projetar uma sombra de 15º. Quando a projeção de sombra provém de obstáculos afastados, pode-se utilizar os diagramas solares polares. Nestes diagramas estão representados os ângulos de orientação, altura solar, horário (T.S.V.) e a declinação do sol para diferentes períodos do ano e latitudes. Os ângulos horários são representados por linhas para traçados perpendiculares às declinações. Sua intersecção com o círculo de máximo diâmetro (EO) indica as horas (T.S.V.) do nascer e do pôr do sol no período anual que se considere.

6.12. Distância mínima entre os coletores A separação entre linhas de coletores é estabelecida de tal maneira que, ao meio-dia solar do dia mais desfavorável (altura solar mínima) do período de utilização. A sombra da aresta superior de uma fileira (arranjo em série ou paralelo) deverá-se projetar, no máximo, sobre a aresta inferior da fila seguinte [3]. Em equipamentos que sejam utilizados durante todo o ano ou no inverno, o dia mais desfavorável corresponderá a 21 de dezembro (solstício). Neste dia, a altura solar mínima ao meio-dia tem o valor (vide item 2.5) [3]:

𝜑𝑚𝑖𝑛 = (90° − 𝑙𝑎𝑡𝑖𝑡𝑢𝑑𝑒) − 23°

(𝐼𝑛𝑣𝑒𝑟𝑛𝑜)

(2.6)

Para equipamentos de utilização no verão, os dias mais desfavoráveis podem ser 20 de março ou de setembro (equinócio). Nestes dias, a altura solar mínima ao meio dia solar será:

𝜑𝑚𝑖𝑛 = (90° − 𝑙𝑎𝑡𝑖𝑡𝑢𝑑𝑒)

(𝑉𝑒𝑟ã𝑜)

(2.7)

A distância mínima (DM) entre linhas de coletores para que a fila anterior não projete sombras sobre a posterior, é determinada através da fórmula:

𝐷𝑀 = 𝐿 [𝑐𝑜𝑠(𝑆) +

𝑠𝑒𝑛(𝑆) ] 𝑡𝑔(𝜑𝑚𝑖𝑛 )

(2.8)

139

Alex Vazzoler

em que S é a inclinação do captador, L é o comprimento do captador, 𝜑𝑚𝑖𝑛 é o ângulo mínimo de incidência (seu valor aproximado pode ser deduzido do correspondente diagrama solar polar).

140

Capítulo

Fundamentos de sistemas solares térmicos

7

Dimensionamento e termorregulação de sistemas solares

141

Alex Vazzoler

7. Dimensionamento e termorregulação de sistemas solares 7.1. Dimensionamento da superfície coletora 7.1.1. Critérios de partida A superfície coletora deverá ter tal área que o fornecimento solar total no período considerado seja igual ao consumo requerido para um valor médio mensal de incidência. O período de referência é denominado mês médio (30 dias de duração) [72]. Na hora de determinar-se seu dimensionamento, serão considerados os seguintes aspectos: Produção de água quente: vazão (litros/dia), temperatura de consumo e da água fria, consumo conforme horário e consumo médio mensal. Nos dados meteorológicos, para os cálculos energéticos são necessárias as condições ambientais da zona: - Temperatura ambiente em hora solar; - Temperatura da água fria; - Latitude; - Duração do período de insolação e noturno [72].

7.1.2. Intensidade útil e rendimento do coletor a) Cálculo da intensidade útil (I) A intensidade incidente sobre a superfície dos coletores variará ao longo de todo o dia. Para efeitos práticos de cálculo, pode-se trabalhar com uma intensidade média, que será o quociente entre a energia útil (e incidente) ao longo do dia dividida pelo tempo útil do dia, ou seja, o tempo que o sol estará sobre o horizonte. Descontando-se, naturalmente, os dois intervalos de tempo referentes ao princípio e ao final do dia nos quais a altura solar é tão baixa, que a intensidade se situará abaixo da sombra [40]. A tabela 7.1 resume o número de horas úteis de sol em um dia médio por mês. Tabela 7.1. Número de horas de sol úteis (intensidade acima da sombra) [38]. JAN

FEV

MAR

ABR

8

9

9

9,5

9,5

9,5

9,5

9

MAIO JUN JUL AGO Hemisfério Norte 9,5 9,5 9,5 9,5 Hemisfério sul 9 8 7,5 8

SET

OUT

NOV

DEZ

9

9

8

7,5

9

9

9,5

9,5

142

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Com o objetivo de introduzi-la na equação do rendimento do coletor, a intensidade deve ser calculada em unidades do SI (W/m2) e, em consequência, tanto a energia como o tempo devem ser expressos pelo sistema interacional, ou seja, energia em Joules e o tempo em segundos [32]. Portanto, o número de horas deverá ser multiplicado por 3600.

b) Cálculo do rendimento do coletor De forma similar ao restante das variáveis, deve-se realizar o cálculo do rendimento prático do coletor mês a mês, da seguinte maneira [73]: 1) A partir da curva de rendimento teórico do coletor fornecida pelo fabricante (Figura 4.6), serão efetuadas as seguintes correções: - O rendimento teórico máximo é estimado na condição suposição dos raios solares que incidem perpendicularmente à superfície do coletor. Em decorrência da incidência oblíqua dos raios sobre a superfície ao longo do dia, este diminuirá em um fator de 0,9 a 0,97 (medidas experimentais). - O efeito da sujeira e envelhecimento da cobertura transparente, no caso de existir, faz com que a transmitância também diminua pelo termo médio em um fator igual a 0,85 a 0,97. 2) Como na equação do rendimento, engloba-se o produto em um só valor numérico, será obtidos para o melhor cenário o produto 0,97.0,97 = 0,94. Evidentemente, se estes valores não estuverem disponíveis é usual assumir uma eficiência de 90%, ou seja, um fator de 0,9. 3) F e UL são dados fornecidos pelo fabricante de forma independente ou o valor de seu produto (FUL) usados no cálculo do rendimento. Os valores faltantes serão I (intensidade útil) anteriormente calculado e o valor de Ta (temperatura ambiental diurna), a ser consultado em sites de dados metereológicos. 4) Com respeito ao valor de Tm (temperatura média da placa absorvente) cujo valor preciso somente será obtido por medição.Todavia, para práticos efeitos de cálculo, é suficiente adotar o valor médio entre as temperaturas de entrada e saída do coletor (𝑇𝑒 + 𝑇𝑠 )⁄2. De forma análoga é calculado o valor médio de temperatura

para o

acumulador (reservatório). Por outro lado, é lógico que ao alcançar um regime estável de trabalho, a água chegará ao acumulador à mesma temperatura do fluido portador de calor, o qual está em contato direto com a placa absorvente. 143

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5) Caso seja de um sistema de A.Q.S., a temperatura no ponto de consumo é fixada em 40ºC, e a temperatura média no acumulador será, portanto, de 45ºC.

7.1.3. Cálculo da energia útil Para estimar-se a energia aproveitável que incide em um dia médio de cada mês sobre os coletores, deve-se partir das tabelas de radiação em função da área geográfica (cidade ou estado) e da inclinação proporcionada às placas. Aos valores ali indicados, se lhes aplicarão os seguintes fatores de correção [74]: - Caso se trate de uma instalação de montanha ou com atmosfera muito limpa, se multiplicará o valor da tabela pelo fator 1,05. - Caso se trate de uma instalação em uma zona fortemente poluída, se multiplicará por 0,95. Empiricamente, se tem comprovado também que, tanto à primeira quanto à última hora do dia, a energia recebida pelo coletor não é aproveitável, por ser inferior a 200 W/m2. Este dado reduz novamente o total de radiação utilizável durante o dia, multiplicando-a pelo fator 0,94. Em seguida, se terá em conta a variação da radiação captada, que supõe o desvio com respeito ao sul da orientação de nossa instalação, multiplicando-a pelo fator correspondente, segundo a Tabela 7.2 [67]. Tabela 7.2. Fator de correção a aplicar em função do ângulo de orientação das placas [67]. Ângulo de desvio (o)

Fator de correção

5

0,99

10

0,98

15

0,96

20

0,94

25

0,90

Do mesmo modo, deve-se indicar o método de cálculo empregado, pelo qual se utilizará a demanda já calculada e os dados ambientais, climatológicos e de insolação locais, indicando as fontes, ou em todo caso, os valores considerados e sua justificativa. O cálculo energético relacionará as dimensões solares do campo de captadores (em m2) com a cobertura alcançável (em porcentagem) das necessidades totais, detalhado por meses e anualmente, e apresentado em forma de tabela.

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7.1.4. Energia útil e determinação da superfície necessária Depois de calcular a irradiação que chega às superfícies coletoras, deve-se considerar que apenas uma parcela desta energia será aproveitada, já que as placas possuem um rendimento limitado [56]. Para o cálculo do rendimento teórico é necessário resolver um problema de cálculo numérico não-linear complexo com a intervenção de múltiplas variáveis. Novamente será utilizada uma norma de cálculo aproximada definida a partir da experiência prática. É observado que o valor de rendimento do coletor situa-se entre 50 a 60%, conforme a qualidade dos materiais empregados em sua construção. Uma vez realizados os cálculos, estima-se o fornecimento energético dos coletores, que será introduzido no acumulador (reservatório). Ao dividir-se este valor pelo total de irradiação solar das tabelas, será obtido o rendimento global da instalação. A energia que diariamente é fornecida pela instalação não coincide com a disponível para o consumo, devido às perdas térmicas produzidas em todos seus os elementos, principalmente tubulações e acumulador (reservatório). Estas perdas dependem principalmente da distância entre as placas dos coletores e o acumulador, e do material isolante empregado. Apesar das possíveis múltiplas combinações, cestas perdas serão fixadas em 15% aproximadamente da energia captada, ou seja, a energia disponível é a energia útil coletada pelo sistema multiplicada por um fator de 0,85. Ao considerar-se uma eficiência de 55% de coleta, será obtida 0,55.0,85 = 0,4765. Portanto, será obtida uma eficiência global de cerca de 47%. O nível de cobertura é a base para dimensionar todo o sistema, tendo em conta as possibilidades de ampliação, adaptação para futuras aplicações ou fontes de energia, e parâmetros técnicos e de rendimento que sejam adequados a cada aparelho ou componente da instalação [56]. O dimensionamento do campo de captação (coleta) será condicionado pelos resultados do cálculo, da superfície de captação, da inclinação, do agrupamento e do tipo de captador e, finalmente, das conexões hidráulicas dos captadores (coletores) e dos grupos (arranjo com vários coletores). O campo de captação deve ser adaptado às características do lugar, segundo os critérios de integração e do projeto.

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Para o dimensionamento do sistema, pode-se partir dos seguintes valores típicos [63]: - Consumo de A.Q.S. por pessoa: de 35 a 105 litros/dia; - Consumo de A.Q.S. por ducha desportiva: de 15 a 35 litros/dia; - Superfície de coleta: Para produção de A.Q.S. (m2/pessoa): de 50 a 100 litros/m2 dia; - Nível de cobertura: Para produção de A.Q.S: de 35 a 65% da demanda total; - Para aplicações de calefação (aquecimento): de 25 a 50% da demanda total; - Produção solar alcançável: de 650 a 1200 kWh/m2 de captação ao ano. O cálculo da área de superfície coletora não somente dependerá das necessidades energéticas e da energia líquida disponível por cada m2 de coletor, mas também do custo total da instalação. Pretender ser auto-suficiente no inverno significaria provavelmente dobrar a quantidade de superfície coletora, e caso seja pressuposto, por exemplo, ser autossuficiente no verão equivaleria a cobrir 50% das necessidades no inverno. Uma maneira possível de encontrar um equilíbrio entre inversão e resultados é calcular a instalação para 100% para o verão, 100% para o inverno e fazer uma média [59]. Uma vez escolhida a solução particular de cada caso, calcularemos o fornecimento total a partir da superfície utilizada.

7.2. Cálculos envolvendo elementos da instalação 7.2.1. Subconjunto do coletor O procedimento de cálculo a ser seguido será [59]: i) Calcular o consumo energético de acordo com os dados de consumo e de temperatura da água da rede. Este cálculo pode ser feito mês a mês ou escolhendo-se um mês de cada estação, conforme a precisão desejada; ii) Buscar nas tabelas o valor de radiação segundo a localização e a inclinação selecionadas, correspondente aos meses calculados escolhidos no tópico anterior; iii) Aplicar-se no valor encontrado no ponto (ii), os coeficientes de acordo com a situação da instalação, se está situada em zona de montanha ou em uma zona poluída, e o fator de desvio da orientação; iv) Multiplicar-se o valor encontrado no ponto (iii) por 0,94 (pode variar entre 0,9 a 0,97);

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v) Calcular-se a energia aproveitável, multiplicando o valor obtido no ponto (iv) pelo rendimento do coletor, em geral geral, 0,60; vi) Calcular-se a energia útil, multiplicando o valor do ponto (v) pelo fator de perdas 0,85; vii) Encontrar-se a área a superfície de coletores, dividindo as necessidades encontradas no ponto (i) pela energia útil do ponto (vi); viii) Calcular-se o número de coletores a serem utilizados, dividindo-se a superfície do ponto (vii) pela área de cada coletor (ainda que dependa do tipo de coletor utilizado, são aconselhadas superfícies de 1,5 a 2 m2); ix) Calcular-se a área de superfície real a instalar, multiplicando-se o número de coletores do ponto (viii) pela superfície de cada coletor; x) Calcular-se a energia útil real obtida, multiplicando-se a área de superfície real do ponto (ix) pela energia útil do ponto (vi); xi) Calcular-se o fornecimento da instalação, dividindo-se a energia útil real do ponto (x) entre o consumo energético do ponto (i), e multiplicando-se o resultado por 100 para expressá-lo em termos de percentual; xii) Avaliar-se economicamente cada opção dentre as calculadas no ponto (viii) e escolher-se a mais rentável. 7.2.2. Sistema de aquecimento Os elementos do sistema de aquecimento são listados abaixo [75]: a) Fluido transportador de calor (fluido térmico) A concentração do fluido anticongelante deverá ser capaz de suportar sem congelar uma temperatura de -5 ºC abaixo da mínima histórica que tenha sido registrada no local. b) Tubulações O diâmetro das tubulações deve ser o adequado tendo-se em conta o comprimento do circuito e as perdas de carga, as quais devem ser razoáveis. No caso de que sejam excessivas, deve-se escolher um diâmetro imediatamente superior.

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c) Bombas de circulação Para a escolha da bomba de circulação, deverão ser previamente calculadas as perdas de carga nos trechos retos e nos acidentes, conforme os métodos convencionais. Somente a experiência de instalações parecidas servirá como indicativo mais preciso do valor total que a perda de carga possa alcançar e, em qualquer caso, nunca se estará de todo seguro sem que se proceda para medi-la na prática, uma vez realizada a instalação, servindo-se de um manômetro e procedendo-se como indicado nos pontos anteriores. Não obstante, deverão ser somadas as perdas de carga produzidas pelos próprios coletores e pelo trocador, geralmente não disponibilizadas pelos fabricantes. Ainda que seja conhecida a perda de carga de um só coletor para uma determinada vazão, não é simples calcular a perda de carga de cada fila ou combinação de filas de coletores, pela sua dependência com o tipo de conexão e das características do fluido. Se o fabricante não fornece as tabelas de perdae de carga das combinações mais frequentes, não se estará seguro sobre este valor até a medição em campo. Em qualquer caso, a perda de carga (ou queda de pressão em unidades de pressão) atribuída aos próprios coletores é sempre muito inferior à dos seus acessórios e conexões. Uma vez calculada a perda de carga total do circuito, se esta for maior do que 7 m de coluna de água (m.c.a) recomenda-se redesenhar a linha com o objetivo de reduzi-la, utilizando uma tubulação de maior diâmetro, modificando seu traçado, etc. Utilizando-se tubulações de ¾” e de 1” nas linhas de sucção das bombas, não é comum atingir-se o Quando for estimado o valor definitivo da perda total de carga que a bomba sobrepujará, esta será selecionada a partir das curvas características dos diferentes modelos, e tendose em conta a vazão necessária. Para estes cálculos são recomendadas as seguintes referências: Rotava [76] e manual da Crane Co [77]. A partir de instalações de certa magnitude (50 m2 de superfície coletora), recomenda-se montar-se duas bombas idênticas em paralelo, tanto no circuito primário como no secundário, uma delas atuando de reserva (stand by) e prevendo-se seu eventual acionamento, de maneira manual ou automática. A vazão recomendada (para o caso do fluido portador de calor com anticongelante) que a bomba deve proporcionar é de cerca de 75 litros/hora por m2 de superfície coletora.

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d) Dilação de líquidos nos vasos A dilatação dos líquidos nos vasos, em especial no reservatório, pode ser calculada de diferentes maneiras, considerando-se serem vasos abertos (com respiradouros) ou fechados [6]. No caso de que serem abertos, o volume será dado pela Equação 7.2.2.1:

𝑉 = 1,25𝑉𝑟 + 0,05𝑉𝑐

(7.2.2.1)

em que Vc é a capacidade total dos próprios coletores e Vr é o volume do restante do circuito primário. E para sistemas fechados:

𝑉 = 𝑉𝑡 (0,2 + 0,01ℎ)

(7.2.2.2)

Cujas variáveis são, Vt que representa a capacidade total do circuito primário e h, a diferença de altura em metros, entreo campo de coletores e do depósito de expansão. e) Trocadores de calor O trocador interior do acumulador (reservatório), em um sistema de troca indireta entre os circuitos primário e secundário, será dimensionado tendo-se em conta que sua superfície deverá estar compreendida entre 1/4 e 1/3 da superfície total coletora. Para o trocador exterior será válida a regra de que sua potência seja, no mínimo, de 0,5 kW por cada m2 de superfície coletora. Procurando-se obter vazões nos circuitos primário e secundário aproximadamente iguais. Para efeitos de cálculo deverá ser suposto, por exemplo, que a temperatura de entrada da corrente do cicuito primário será de 50 ºC e a de entrada do secundário de 40 ºC, não sendo admitidas eficiências inferiores a 0,4. Em outros termos, deve ser utilizada uma diferença mínima de temperatura entre as correntes de cerca de 10 ºC, tanto na entrada quanto na saída do trocador, em arranjos contracorrente. f) Purgadores e desaeradores Será disposto um sistema de purga para cada bateria de coletores, calculando-se o volume útil "de capacidade ou volume de blowndown" e do desaereador.

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7.2.3. Subconjunto de armazenamento É nítidaa percepção de que a necessidade de energia, em boa parte do tempo, não coincidirá com o tempo com a captação que obtemos do Sol, fator pelo qual torna-se absolutamente imprescindível dispor de um sistema de armazenamento que faça frente à demanda em momentos de pouca ou nula insolação [71]. Armazenar energia através de água quente tem indubitáveis vantagens. É um líquido barato, fácil de utilizar, tem alta capacidade calorífica e é ao mesmo tempo é o elemento de consumo no uso de coletores solares. A escolha para o tanque depende de diversos fatores, tais como o tipo de aplicação, lugar de instalação, custo, tempo de vida útil estimado, etc., sendo os materiais mais utilizados o aço, aço inoxidável, alumínio e fibra de vidro reforçada. Aproveitando-se o fenômeno da estratificação, a água diminui sua densidade com o aumento de temperatura. Quanto maior for a altura, maior será a diferença de temperatura entre a parte superior e inferior do depósito, isto é, maior será o gradiente térmico (e consequentemente, a diferença de densidade). O dimensionamento do acumulador depende em grande medida da utilização da instalação. Nosso objetivo é fazer com que a água tenha energia calorífica suficiente para satisfazer as necessidades do usuário durante breves períodos de ausência ou falta de radiação solar, quase nunca superiores a um dia. Passado este período, deve-se fazer uso de outra energia de suporte ou substitutiva da energia solar, caso queira-se continuar desfrutando de água quente. Os estudos teóricos e experimentais que têm sido efetuados, corroborados amplamente pela experiência, mostram que o volume ideal de acumulação é de cerca de 70 litros por cada m2 de coletor. Se a acumulação é menor, são obtidas temperaturas mais elevadas, com queda do rendimento do sistema. Caso seja maior, embora melhore o rendimento, existe o perigo de não ser atingida a temperatura de utilização.

7.3. Regulação e controle das instalações solares Para o bom funcionamento do sistema de energia solar, é fundamental a regulação tanto da vazão que circula pelos coletores quanto das temperaturas de funcionamento. A

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finalidade da regulação é assegurar a correta transferência de calor do coletor para o reservatório e a posterior utilização da energia térmica. 7.3.1. Circuito de coletores com regulação por termostato Um termostato de contato ou de imersão verificará se a temperatura do coletor ultrapassa o valor de ordem previamente fixado (set point ou ponto de ajuste). Seu funcionamento é ilustrado pela Figura 7.1 [56].

Figura 7.1. Regulação de coletores por termostato: 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba de circulação. 4 Termostato.

Este sistema de termorregulação, ou malha de controle de temperatura, é utilizado quase exclusivamente no aquecimento da água de piscinas. Não sendo recomendável para outras aplicações, dado que a perda energética é praticamente inevitável. Por exemplo, se a temperatura no acumulador supera o valor de ordem previamente ajustado no termostato, a bomba de circulação continuará ligada, inclusive em ausência de radiação, e a energia do acumulador se dissipará no coletor (reversão do termossifão). O ponto de ajuste (set point) do termostato deve corresponder a temperatura desejada para a água da piscina. É importante que o termostato meça a temperatura do coletor, inclusive quando a bomba estiver parada. Deve-se inserir o termostato tão próximo quanto seja possível da conexão superior do coletor ou dentro do mesmo. 151

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7.3.2. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura sobre a bomba É o sistema mais utilizado. Nesta configuração, o regulador diferencial compara a temperatura do coletor com a existente na parte inferior do acumulador (reservatório). Quando a primeira for maior que a última em um valor superior ao ajustado no regulador, este ordenará a partida da bomba, conforme a Figura 7.2 [56].

Figura 7.2. Regulação por termostato diferencial atuando sobre a bomba: 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba de circulação. 4 Regulador diferencial "tudo ou nada". 5 Sonda do coletor. 6 Sonda do acumulador. 7 Válvula de estrangulamento.

É preciso ajustar a diferença de temperatura para que em nenhum caso o calor do acumulador possa dissipar-se através do coletor (termosifão reverso), exigindo-se que a temperatura no coletor seja alguns graus maior que no acumulador para que então a bomba seja ligada. Este fato se justifica pelos seguintes fatos [68]: i) A perda de temperatura na tubulação do coletor para o acumulador, pode ser, segundo seu comprimento, de cerca de 1ºC; ii) A tolerância do sensor e do próprio regulador é de 1 a 2 ºC; iii) O diferencial de temperatura no trocador de calor deve ser no mínimo de uns 4 ºC; iv) A instalação somente deve funcionar quando possa gerar mais energia útil que a consumida pela bomba, o que exige um diferencial mínimo de 3 ºC.

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As considerações anteriores fazem com que seja aconselhável utilizar um diferencial mínimo de 6 ºC entre as temperaturas do coletor e do fundo do reservatório. A bomba de circulação deve admitir sem problemas um regime intermitente. Uma boa relação entre partida e parada é crucial para evitar-se que seja conectada somente por curtos períodos, e que a água quente seja resfriada nas tubulações. O conteúdo em fluido dos coletores deve ser superior ao das tubulações em união com o acumulador, motivo pelo qual estas devem ser o mais curtas e de menor diâmetro possíveis (menor área de contato com o ar). Na Figura 7.3 representa-se um esquema típico no qual se mostra uma instalação completa de A.Q.S., incluídos os circuitos secundários e de distribuição, que também possuem sua própria regulação [53].

Figura 7.3. Regulação diferencial em uma instalação de A.Q.S. com quatro controles independentes.

Conforme a Figura 7.3, o primeiro controle é realizado pelo termostato diferencial TD1 que, partindo da informação proporcionada pelo sensor S1 de temperatura na saída do coletor, e da informação de S2 da temperatura no acumulador AC1, aciona ou para as bombas B1 e B2. Normalmente, o termostato aciona a B1 e B2 quando a temperatura de S1 é maior do que a de S2 em um valor prefixado. Desta maneira, o sistema funciona sempre cedendo energia ao acumulador, e não roubando energia deste. Em determinados sistemas de grandes dimensões pode-se utilizar um segundo termostato diferencial melhorar (aumentar da precisão) o controle da instalação. Esta

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melhoria consiste em transvasar água do acumulador AC1 para o acumulador AC2, sempre que a temperatura de AC1 supere à de AC2 em um determinado valor. Basicamente, o termostato TD2 não se diferencia do TD1; os dois são termostatos diferenciais. O TD2 detecta a diferença de temperatura entre o sensor S3 e o sensor S4, e quando sua diferença chega ao valor prefixado, aciona a bomba B3, induzindo desta maneira o transporte de água de AC1 para AC2. O terceiro controle de temperatura localiza-se no acumulador auxiliar AC2. Trata-se de um termostato clássico que, partindo do sensor S5, ativa ou desativa o elemento de aquecimento R1 sempre que a temperatura deste acumulador desça abaixo do ponto fixado. Um último controle é encarregado de manter a temperatura da água de serviço constante. Trata-se de um controle proporcional integral (PI) que utiliza um sistema do tipo feedback (realimentação) através da combinação de sensores de temperatura que atuarão sobre uma válvula com a função de regular a mistura de água quente procedente de AC2, e de água fria vinda diretamente da rede. Na Figura 7.4 representa-se uma instalação com um controlador lógico programável (CLP).

Figura 7.4. Controle de temperatura utilizando controlador lógico programável (CLP).

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Ao comparar-se as Figuras 7.3 e 7.4 pode ser observado que o conceito de "controle repartido" da instalação é substituído pelo de "controle centralizado". Todos os sensores estão agora conectados a um controlador central que normalmente é um multiplexor. Esta unidade, rastreia todos os sensores, e coordena as diferentes ações de controle. A unidade RAM de memória auxiliar é utilizada pelo microprocessador para a realização de cálculos e registro temporal de dados [59]. A posição dos sensores influi de maneira decisiva sobre o correto funcionamento do sistema de controle, já que sua posição define terminantemente a temperatura que realmente é controlada. São dois os principais aspectos a serem considerados: 1. A situação geral do sensor com relação à instalação; 2. A forma de fixação do sensor em sua posição. Nos próximos subitens serão discutidas as diferentes formas de controle em sistemas térmicos solares de baixa temperatura (coletores). a) Controle diferencial das instalações solares de aquecimento de água Logicamente, convém ligar as bombas e transferir calor do circuito primário ao secundário quando existe uma zona de água quente no primário que possa transferir calor a uma zona fria do secundário. A parte mais quente do circuito primário é a parte superior dos coletores, e a mais fria do circuito secundário, a zona inferior do depósito. Os sensores de temperatura devem se situar nestes pontos, já que a diferença de temperaturas entre estes deve ser suficientemente alta para a partida da bomba ser iniciada. Os melhores sensores são os de imersão com bainha e cabeça rosqueada, por manteremse fixos no interior da instalação. Às vezes, coloca-se uma bainha rosqueada na tubulação durante a montagem e depois se introduz a cabeça do sensor. Esta é uma solução perigosa, já que o sensor tende a se afrouxar e sair da bainha. Os sensores de braçadeira, apesar de serem piores que os de imersão, podem ser admissíveis se presos à tubulação, e imediatamente após à saída do coletor (veja a Figura 7.5). Há o risco de afrouxarem-se ou caírem das braçadeiras, perdendo o contato e fornecendo medidas errôneas [37].

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Figura 7.5. Localização do sensor de temperatura.

O maior inconveniente é que, por ser fixado normalmente na fábrica, qualquer problema ou avaria, especialmente a ruptura do filamento do sensor, é de difícil solução. Outro ponto, é ter-se em conta que a temperatura da placa absorvedora é sempre superior à do líquido, motivo pelo qual este tipo de sonda apenas deve ser utilizada para ligar a bomba, mas não para a regulação de temperatura. Para facilitar o contato térmico entre a cabeça do sensor e a bainha, uma solução seria encher esta com pasta térmica de silicone, que transmite o calor da bainha ao sensor. Quando a instalação possuir mais de um coletor, o sensor deve situar-se na parte alta do coletor mais próximo à saída da tubulação para o acumulador (reservatório) [45]. O sensor do acumulador apresenta poucos problemas, podendo consistir em uma bainha de imersão fixada em uma boca prevista ao construir o depósito, ou num sensor de superfície enganchado à parede exterior, por baixo do isolamento. A sonda fica situada na parte baixa do acumulador, mas a uma certa distância da boca de entrada da água fria e da serpentina para que não seja influenciada por nenhum deles. Nos casos nos quais sua localização não seja antecipadamente determinada pelo fabricante do acumulador, recomenda-se que seja montado a uma distância do próprio fundo equivalente a um quarto de sua altura.

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b) Controle do sistema de aquecimento do depósito auxiliar A posição do sensor do termostato do sistema de aquecimento auxiliar do tanque secundário tem uma considerável importância. A cabeça do sensor deve estar situada no ponto médio do volume a aquecer, regulando o termostato a um valor que tenha em conta que a temperatura será mais alta na parte superior. Para água quente sanitária, esta temperatura pode ser de 45 ºC [1]. c) Controle do circuito de retorno O sensor de controle do circuito de retorno seria situado antes da primeira ramificação ou saída de água. Não obstante, como esta tubulação deve estar perfeitamente isolada, por razões de simplicidade ou para que o circuito elétrico seja mais curto, o sensor pode ficar situado na saída da tubulação de água quente do depósito secundário, se existir, ou do tanque principal quando é único. O sensor pode ser de imersão ou de contato, devendo neste último caso estar perfeitamente preso à tubulação e coberto pelo isolamento para que suas medidas sejam precisas. d) Controle da válvula de três vias de regulação do T de saída O sensor de imersão ou de superfície deve detectar a temperatura de saída da água quente para consumo. e) Controle do sistema anti-gelo O sensor deve situar-se na parte inferior da bateria de coletores, da maneira indicada na Figura 7.5, ou pelo sensor de saída do coletor. O sensor será sempre de imersão nestes casos. 7.3.3. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de comutação Na Figura 7.6 se observa que o termostato (7), montado sobre o coletor, liga a bomba de circulação (3) e o sistema de controle (4), ao alcançar a temperatura mínima utilizável do coletor [56]. A válvula de comutação (8) encontra-se no momento com o circuito by-pass aberto e com o circuito de trocador-acumulador fechado (2). Tão logo a temperatura média dada pela sonda de saída (5) supere a temperatura regulada pelo acumulador, a válvula motorizada abre a passagem direta para transmitir o calor ao acumulador.

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Figura 7.6. Regulação de coletores por regulador de temperatura diferencial e válvula de comutação. 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba. 4 Regulador diferencial. 5 Sonda de saída. 6 Sonda de acumulação. 7 Termostato de conexão. 8 Válvula de comutação.

Este sistema é adequado para instalações com grandes distâncias entre coletores e acumulador (o conteúdo de fluido nos coletores é menor que o das tubulações). A montagem do termostato de conexão (7) não é crítica. Em contrapartida, deve ser montado de tal maneira que detecte a temperatura do coletor, ainda que a instalação esteja parada. A válvula de regulação e a sonda de saída devem ser montadas o mais próximo possível do trocador, o que permite reduzir as perdas de calor nas tubulações que saem do acumulador. A bomba deve ser selecionada de acordo com o tipo de fluido que circule pelo circuito.

7.3.4. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula misturadora progressiva Tendo-se como referência a Figura 5.7, o termostato (7) situado na saída do conector ativa a bomba de circulação e o equipamento de regulação (4) quando há suficiente radiação solar. O fluido térmico é recirculado através do by-pass da válvula. Quando a temperatura de saída em (5) é maior que a do acumulador em (6), a válvula será aberta gradualmente. Uma parte do fluido térmico circula através do trocador, cedendo sua energia ao acumulador (reservatório). Este sistema de regulação é apropriado para

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instalações de média e grande potência (superfície coletora entre 50 a 300 m2), com grandes comprimentos no primário, ou quando as condições hidráulicas deste sejam críticas [56].

Figura 7.7. Circuito de coletores com regulador de temperatura diferencial e válvula misturadora progressiva. 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba. 4 Regulador diferencial. 5 Sonda de saída. 6 Sonda de acumulação. 7 Termostato de conexão. 8 Válvula misturadora.

7.3.5. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de by-pass progressiva Com referência a Figura 7.8, o regulador diferencial compara a temperatura do coletor (ou circuito de coletores) com a do acumulador. Se a primeira é superior à última com respeito à quantidade prefixada em (4), abre-se a válvula de by-pass (7). Então, a bomba de circulação é ligada através de um contato auxiliar no servomotor e uma vazão mínima circula através do circuito de coletores. Se a temperatura destes continua subindo, a válvula de by-pass (7) vai se abrindo progressivamente, aumentando a vazão através dos coletores para manter constante a diferença de temperaturas ao valor regulado [54]. Quando a temperatura de coletores diminui, a válvula se fecha. O sistema funciona para vazão variável em coletores até um mínimo ajustável. Abaixo deste valor, a bomba liga, ou para, em regime de "tudo ou nada". A aplicação deste tipo de regulação é centrada principalmente nas instalações de média e grande potência, assim como naquelas que possuem acumuladores múltiplos sem regulação. Também é indicado em instalações

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com baixa temperatura de retorno ou coletora, por bomba de calor ou trocadores de água sanitária, ou naquelas com curtos percursos entre coletores e acumulador.

Figura 7.8. Circuito de coletores com regulador diferencial e válvula de by-pass progressiva. 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba. 4 Regulador. 5 Sonda de saída. 6 Sonda de acumulação. 7 Válvula de by-pass. 8 Válvula manual.

O contato auxiliar da válvula (7) será regulado de tal maneira que a bomba não seja ligada até que pela válvula circule a vazão mínima necessária através dos coletores (uns 20 litros por metro quadrado e por hora). A bomba se ligará quando a válvula (7) estiver aberta aproximadamente 15% e parará quando se feche. Em lugar da válvula (7) pode-se montar uma válvula que não se feche de todo (ajuste do final de carreira). O ideal seria uma bomba de vazão variável até uma vazão mínima, porém esta solução é cara.

7.3.6. Circuito de coletores com regulador diferencial de temperatura e válvula de by-pass e misturadora progressiva O regulador de temperatura diferencial (10) compara a temperatura de coletores com a mais baixa do acumulador, e quando a primeira for maior no valor ajustado, pôe-se em funcionamento a bomba de circulação e o regulador progressivo. Ao aumentar-se a temperatura de saída medida por (5), em uma primeira manobra da válvula misturadora (8), esta será aberta progressivamente, e a vazão circulante no

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

trocador de calor aumentará proporcionalmente, aumentando-se assim a energia acumulada. Se a temperatura de saída continuar subindo, a válvula de by-pass (7) toma a posição de passagem direta e a vazão continua aumentando. Este sistema pode ser utilizado em todas as instalações de grande potência. Do ponto de vista hidráulico, no lugar da válvula de três vias (7) pode ser montada em série outra válvula do tipo borboleta, com a bomba de circulação. A vazão mínima será regulada com um by-pass sobre a válvula de regulação, ou fazendo-se com que a válvula não feche totalmente (contato final de carreira ajustado a 30% aproximadamente). A válvula misturadora (8) e a sonda (5) devem ser montadas o mais próximo possível do acumulador [56].

Figura 7.9. Circuito de coletores com válvula de mariposa e misturadora progressiva. 1 Coletor. 2 Interacumulador. 3 Bomba. 4 Regulador diferencial com três níveis (progressivo). 5 Sonda de saída. 6 Sonda de acumulação. 7 Válvula de by-pass. 8 Válvula misturadora. 9 Válvula manual. 10 Regulador de temperatura diferencial "tudo ou nada". 11 Sonda de acumulação. 12 Sonda de coletores.

7.4. Montagem em série e paralelo de coletores Em instalações de produção de água quente que necessitem de mais de um coletor, estes deverão estar conectados entre si, de diferentes formas, de acordo com a temperatura desejada para a água. Os coletores podem estar conectados em arranjos em série, em paralelo ou em série/paralelo. O último uma combinação de ambos os sistemas anteriores. 161

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Para conectar-se os coletores em série, estes serão colocados em sequência, unindo-se as saídas de um às entradas dos outros. Desta maneira, a temperatura de trabalho de cada um deles vai aumentando progressivamente, diminuindo ao mesmo tempo o seu rendimento. Consequentemente, não devem ser conectados mais de seis coletores em série. Para dispor os coletores em paralelo, unem-se as entradas de água fria de todos eles a uma tubulação central de água fria (manifold), e as saídas de água quente de todos os coletores uma tubulação central de água quente, a ser introduzida no acumulador (reservatório). Em uma instalação em paralelo, praticamente todos os coletores trabalham à mesma temperatura e, portanto, com o mesmo rendimento. Em instalações que necessitam de um grande número de coletores, estes são dispostos em um número suficiente de séries conectadas em paralelo. Para regular a vazão de maneira que todos os coletores trabalhem à mesma temperatura dispondo-se de válvulas reguladoras às entradas destes.

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Capítulo

Fundamentos de sistemas solares térmicos

8

CONCENTRADORES SOLARES – PARTE 1 APRESENTAÇÃO

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8. Concentradores solares – parte 1 - apresentação 8.1 Sistemas de Coleta Solar As tecnologias solares convencionais para conversão de energia solar em outras modalidades de energia são os sistemas fotovoltaicos e térmicos. O primeiro gera diferença de potencial elétrico a partir da irradiação solar (comprimento do infravermelho) por meios de células fotossensíveis. Já o segundo, utiliza diretamente a irradiação solar para aquecimento de um fluido pelas diferentes modalidades de transmissão de calor: radiação, condução e convecção [20]. Os

equipamentos

são

classificados

em

duas

categorias,

estacionários

e

não

estacionários. Os equipamentos não estacionários visam maximizar a captação de irradiação solar incidente utilizando um campo heliostático. Este é composto por inúmeros

espelhos

que

acompanham

o

movimento

do

sol

(solar

trackers),

redirecionando a irradiação refletida a um ponto focal. Tais equipamentos possuem alta eficiência, entretanto devido a seu alto custo somente são utilizados para sistemas com temperaturas mais altas [1]. A Tabela 8.1 apresenta os tipos de coletores existentes no mercado, a estrutura característica do receptor ou absorvedor, a faixa de temperatura de aquecimento do fluido de trabalho e o tipo de movimentação da armação. Tabela 8.1. Classificação dos coletores solares por graus de rastreamento [1]. Movimento

Estacionário

Rastreamento em 1 eixo

Rastreamento em 2 eixos

Tipo de coletor

Tipo de absorção

Razão de concentração

Intervalo de temperatura de aplicação (ºC)

Coletor de prato chato

Prato

1

30-80

Coletor de tubo em vácuo

Prato

1

50-200

Coletor parabólico composto

Tubulação

1-5

60-240

Coletor simples

Tubulação

5-15

60-300

Tubulação

10-40

60-250

Tubulação

15-45

60-300

Tubulação

10-50

60-300

100-1000

100-500

100-1500

150-2000

Concentrador refletor linear de Fresnel Concentrador parabólico de calha Concentrador parabólico cilíndrico Concentrador parabólico de prato Concentrador de campo heliostático

Ponto focal Ponto focal

164

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A energia térmica gerada por estes tipos de sistema pode ser convertida em potência mecânica ou elétrica de acordo com as necessidades do projetista [78]. Os

coletores

solares,

principalmente

do

tipo

plano,

envolvem

aplicações

em

temperaturas relativamente baixas como por exemplo: aquecimento de água residencial, hotelaria, hospitais e pequenas indústrias entre outros, que atingem temperaturas inferiores a 80 ºC. Segundo Garcia et al. (2019) para suprir a necessidade de água aquecida em uma residência com até quatro moradores deve-se utilizar um coletor com cerca de 4m2 [79]. Em uma máquina térmica, a eficiência de conversão de potência é limitada, e teoricamente estimada pela Lei de Carnot. Em um sistema de geração de eletricidade baseado em energia solar, a qualidade da energia é definida pelas células fotovoltaicas, primordialmente, e fios e demais acessórios. O desempenho dos coletores solares é afetado por perdas energéticas: reflexão da irradiação, absorção pelo vidro (espelho), perdas convectivas e por radiação para o ambiente. Não obstante, a incidência solar depende das condições ambientais. A eficiência termodinâmica teórica pu Carnot (𝜂𝑐𝑎𝑟𝑛𝑜𝑡 ) do sistema aumenta com o aumento da temperatura absoluta da fonte quente (Th)

𝜂𝑐𝑎𝑟𝑛𝑜𝑡 =

𝑞ℎ − 𝑞𝑐 𝑞𝑐 𝑇𝑐 =1− = 1− 𝑞ℎ 𝑞ℎ 𝑇ℎ

(8.1.1)

em que TC é a temperatura da fonte fria, 𝑞ℎ é o calor cedido pela fonte quente e 𝑞𝑐 é o calor cedido pela fonte fria. Por outro lado, as perdas de calor para o ambiente se intensificam-se diminuindo a eficiência dos coletores. Consequentemente, uma análise de custos e benefícios (trade-off) deve ser estabelecida para determinar o ponto ótimo de operação para a geração de potência. A Fig. 8.1 apresenta a eficiência combinada do sistema térmico e do concentrador para diferentes tecnologias. É observada uma relação de contraponto entre o fator de concentração e temperatura, e deve-se escolher a temperatura de melhor desempenho nos pontos próximos ao ponto de máximo das curvas. Embora existam várias opções técnicas disponíveis em concentradores solares, algumas delas não atingiram o nível de maturidade industrial, ou seja, estão em desenvolvimento em laboratórios (Pesquisa e desenvolvimento, P&D).

165

Alex Vazzoler

Figure 8.1. Eficiência térmica teórica para diferentes tipos de captadores solares [80].

Recomenda-se a utilização do sistema de backup (hibridização) quando a intensidade da radiação solar é baixa e quando é necessária uma resposta rápida. Fontes como combustíveis fósseis ou renováveis são comumente utilizadas, mas a energia solar fotovoltaica pode ser utilizada, apesar de não ser tão confiável para tal finalidade. Para a produção de eletricidade, a eficiência máxima pode ser alcançada com células de múltiplas junções (3 ou 4 junções) acopladas a um concentrador solar com um fator de concentração de 400 a 800 sóis. As células de 3 junções (de liga Ga-As) comercialmente disponíveis podem converter até 42% da luz concentrada em eletricidade [81]. Mesmo considerando-se alguma perda de reflexão, e um fator de empacotamento de células abaixo de 95%, ainda é possível obter uma eficiência elétrica no módulo na faixa dos 30% a 36%, ou seja, uma eficiência de conversão maior do que o dobro de um painel de silício típico (de 13% a 16%). De forma complementar, pode ser recuperado o calor de resfriamento das células (até 90 °C) alcançando-se quase 80% de eficiência total: 35% para energia elétrica e 45% para energia térmica. Esta é abordagem é chamada HCPVT (High Concentrating Photovoltaic Thermal Systems), em livre tradução, Sistemas Térmicos Fotovoltáicos de alta concentração [7]. Os concentradores solares atendem as demandas a temperaturas mais altas e transferem energia a uma incidência maior que a natural, da própria irradiação solar. O

166

Fundamentos de sistemas solares térmicos

mecanismo óptico, formado por grandes áreas espelhadas, concentram os feixes de luz solar em um ponto específico gerando uma grande sobreposição. Desta forma, são atingidas maiores temperaturas e altos valores de eficiência [82]. São diversos os tipos de concentradores solares existentes, podem ser refletores ou refratores, com tipos cilíndricos ou circulares. Cada um permite uma variação de temperatura diferente capaz de atingir os 800 ºC. Como pode ser exemplificado na Figura 8.2.

Figura 8.2. Tipos de concentradores solares.

167

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Esses equipamentos são utilizados para produzir vapor, na secagem de grãos, em dessalinização, pode-se gerar energia mecânica, com o auxílio de uma turbina a vapor, e, posteriormente, eletricidade, por meio de um gerador de corrente elétrica. Também são utilizados em diversos processos industriais. Uma comparação entre os diferentes tipos de coletores é feito na Tabela 8.2. Tabela 8.2. Comparações entre os concentradores [6]. Concentrador

Fresnel Linear

Cilíndrico Parabólico

Disco Parabólico

Torre solar

Fluido de trabalho

Vapor

Óleo Sintético

Hidrogênio ou Helio

Sais fundidos

Espaço ocupado

Médio

Grande

Pequeno

Médio

Consumo de água

3000

3000

Não consome

2000

Armazenamento

Sim

Sim

Depende da configuração central

Funcionamento hibrido

Sim

Sim

Depende da configuração central Apenas em alguns casos

Sim

Portanto nos próximos itens, 8.2 e 8.3 serão apresentados os principais tipos de coletores e concentradores, respectivamente, e suas aplicações nos âmbitos de geração de calor e potência.

8.2. Principais Tipos de Coletores 8.2.1. Coletores Planos ou "de Pratos" O principal componente deste tipo de coletor é a placa de absorção conhecida como "placa solar". Fabricado a partir de uma tubulação de cobre soldado a uma chapa do mesmo material. O topo da superfície de absorção é revestido com placas pintadas com tintas escuras, não reflexivas convencionais ou eletrostáticas, para maior durabilidade. A superfície escura do revestimento absorve a maior parte da radiação solar incidente. Quando a radiação solar atinge esta superfície, ela é automaticamente convertida em energia térmica [80].

168

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A folha de cobre funciona como um condutor que transporta o calor absorvido para a tubulação de cobre. O fluido, água, absorve o calor e leva-o para fora do coletor, sendo armazenado em um reservatório térmico. A superfície superior do conjunto é geralmente de vidro temperado, com baixo teor de óxido de ferro, a fim de interferir minimamente na passagem dos raios solares. Os vidros temperados podem suportar altas temperaturas e, principalmente, altas variações de temperatura, o que significa dizer que é adequado ao estresse térmico [83].

Figura 8.3. Coletor solar plano.

8.2.2. Coletores Parabólicos Compostos O coletor parabólico composto é um dispositivo não formador de imagem que possui a capacidade de refletir para o absorvedor toda a radiação incidente, o diagrama esquemático do coletor é ilustrado na Figura 8.4. O aquecimento alcançado por este equipamento é de até 140 ºC. Diferentemente do coletor plano, em que o absorvedor é iluminado em somente uma face, o seu absorvedor é iluminado em ambas das faces, o que leva a um maior aproveitamento de superfície de absorção [84].

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Figura 6.4. Diagrama esquemático do coletor parabólico composto.

Segundo Kalogirou (2004), o absorvedor do coletor parabólico composto pode apresentar uma variedade de configurações, podendo ser de planos verticais ou horizontais, no formato de V invertido ou cilíndrico, conforme ilustrado pela Figura 9 [1].

Figura 8.5. Diferentes tipos de absorvedores.

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8.3. Principais Tipos de Concentradores 8.3.1. Concentrador Solar Cilíndrico Parabólico O concentrador solar cilíndrico parabólico é um dispositivo que apresenta a geometria cilíndrico parabólica, este equipamento é revestido por um material refletor geralmente espelhos, conforme mostrado na Figura 8.6. Os campos solares apresentam imensas fileiras paralelas de espelhos côncavos conectados. Ao longo da linha focal do concentrador atravessa um tubo metálico denominado receptor que absorverá os raios solares concentrados pelos espelhos [82].

Figura 8.6. Concentrador solar parabólico cilíndrico.

A partir do instante em que o espelho (parábola) é apontada em direção ao sol, os raios solares que incidem paralelamente ao material refletor serão convergidos no receptor alinhado à linha focal do espelho, conforme a Figura 8.7 [1].

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Figura 8.7. Desenho da concentração de radiação em um concentrador cilíndrico parabólico.

O tubo receptor são tubos que absorvem o calor, com a finalidade de aquecer o fluido em circulação e encaminhá-lo ao trocador de calor, que troca calor com a água gerando vapor, caso o sistema seja de troca indireta. Em sistemas de geração direta de vapor, a água pressurizada já é evaporada no próprio tubo receptor. São feitos de aço inoxidável e apresentam cerca de 70 mm de diâmetro e costumam ter de 25 a 150 m de comprimento [1]. O receptor, essencialmente, consiste em um tubo metálico revestido por uma película seletiva, que deve apresentar elevada absorbância à irradiação solar e baixa emitância para a radiação térmica. Geralmente esta película apresenta-se na cor preta, podendo absorver até 90% da radiação incidente, e emite pouca radiação infra-vermelha. O tubo receptor é envolvido por um cilindro de vidro com anti-reflexo para redução das perdas de calor por convecção do receptor para o ambiente, o que leva a redução do coeficiente de perda de calor. Uma outra medida para evitar perdas de calor é manter o vácuo no espaço entre o tubo receptor e o vidro. Dentro do tubo receptor escoa um fluido que devido a concentração dos raios solares obtida no mesmo, faz com que este fluido atinja temperaturas elevadas [7].

172

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O fluido de transferência de calor, representado muitas vezes pela sigla em inglês HTF (Heat Transfer Fluid), deve apresentar altos valores de calor específico e coeficiente de transferência de calor, sem sofrer processos físico-químicos de degradação. O fluido normalmente utilizado é o óleo mineral térmico (sintético), três marcas muito conhecidas são a Dowtherm, a Paratherm e a Eastman. Seus fluidos térmicos atingem temperaturas na escala de 300°C a 400°C, sendo que o mais eficiente o Therminol, devido as suas propriedades de transferência de calor serem superiores a fluidos como o caloria. Atualmente, estão sendo desenvolvidos novos HTF menos poluentes, que em caso de vazamentos, trarão menores danos ambientais. Não obstante existem pesquisas que buscam a utilização de sais fundidos ou de metais líquidos como fluidos térmicos de alta eficiência [85]. O concentrador cilíndrico parabólico rastreia o sol durante dia, movidos por motores elétricos ou por uma unidade hidráulica, sendo o último o mais utilizado. O sistema de rastreamento é classificado pelo seu modo de movimento, podendo ser de eixo único ou de dois eixos. Para os concentradores apresentados neste livro, o sistema de será de eixo único, podendo ser orientado no sentido leste-oeste rastreando o sol de norte a sul ou no sentido norte-sul rastreando o sol de leste a oeste. O concentrador cilíndrico parabólico permite o aquecimento de fluidos a temperaturas entre 50 ºC e 400 ºC, e que a energia do fluido pode ser tanto utilizada para geração de vapor ou de energia elétrica (via turbinas a vapor). O sistema cilíndrico parabólico é a tecnologia mais difundida no mundo, dentre os concentradores térmicos. Além de ser a tecnologia mais madura. Portanto, são estimados com relativa facilidade o investimento necessário, custo de operação e manutenção para construção de uma de suas unidades [6]. Uma vantagem desta tecnologia é a capacidade de armazenamento e capacidade de funcionamento híbrido, ou seja, com auxílio de combustível fóssil para sua operação. O fato de os campos solares estarem dispostos em grandes fileiras paralelas, faz com que a utilização do terreno seja feita de modo bastante eficiente. A grande desvantagem desta tecnologia é que a temperatura de operação é dependente do fluido de transferência utilizado, além das perdas térmicas eventuais nos campos solares [59].

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8.3.2. Torre Central De acordo Casella [86] e International Energy Agency (IEA), a torre central é composta por um campo de heliostatos, espelhos planos posicionados no solo e suportados por rastreadores solares (sun trackers). Geralmente dispostos em um campo circular, cujos heliostatos concentram os raios solares em um receptor central (ponto focal) que estará localizado no topo de uma torre, conforme a Figura 8.8.

Figura 8.8. Torre solar circundada por heliostatos.

A torre deve estar posicionada em uma certa altura e distância dos heliostatos, com a finalidade de evitar o sombreamento destes. A torre apresenta uma altura entre 50 e 165 m, a altura depende da distância que existe entre heliostatos e a torre [86]. Cada heliostato possui uma superfície refletora, uma estrutura de suporte e um sistema de rastreamento do sol em dois eixos, para ativação deste sistema cada heliostato tem seu próprio sistema de controle. Cada heliostato é composto por quatro espelhos, apresentando uma área refletora total entre 50 e 150 m2 [86].

174

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A torre central possui a capacidade de concentrar a luz solar em um fator 600 a 1000 vezes, consequentemente esta tecnologia atinge temperaturas elevadas, da ordem de 500 a 800 ºC cerca de duas vezes mais do que a temperatura alcançada no concentrador cilíndrico parabólico. Para o aquecimento do fluido térmico, no caso das torres o mais utilizado são sais fundidos, em especial carbonatos [26]. Mediante a capacidade de atingir temperaturas elevadas, o sistema de torre central tem o potencial de atingir maior eficiência e menor custo de armazenamento do que sistema cilíndrico parabólico [87]. Esta tecnologia ainda encontra-se na fase de desenvolvimento, muitas pesquisas estão sendo realizadas para melhorar a capacidade de armazenamento e a para encontrar materiais absorvedores de calor, que sejam capazes de suportar altas temperaturas e variações ambientais sem perder suas propriedades físico-químicas [86]. Na torre central os dois principais fluidos de transferência são o sal fundido e o vapor direto que são aquecidos a temperaturas próximas de 565 °C, utilizando-se carbonatos de sódio com cerca de 75% de eficiência de conversão solar (irradiação em aquecimento). O alcance desta temperatura torna-se possível devido a necessidade de uma quantidade menor de tubulação para o fluido de transferência e a alta concentração de calor no receptor da torre [86]. Ao observar-se a Figura 8.8, nota-se que a energia da radiação concentrada é absorvida pelo líquido que circula pelo receptor, ocorrendo a conversão da energia solar em energia térmica. O calor gerado é convertido posteriormente em vapor superaquecido, que é utilizado para movimentar uma turbina, junto a ela está acoplado um gerador que promoverá a geração de energia elétrica. O vapor já utilizado é direcionado para um condensador onde obtém-se água no estado líquido que será canalizada para o início do processo para posteriormente torna-se vapor novamente [44]. As vantagens da utilização torre central é que superfície refletora coletam e concentram os raios solares em um único receptor, minimizando o transporte de energia térmica, evitando perdas de calor no campo. Por possuir o sistema de rastreamento solar em dois eixos e concentrar a luz solar em um único receptor central, a tecnologia possui altas taxas de concentração de 300 a 1500 [86]. Além disso, pode possuir sistema de armazenamento e pode ser utilizada em configurações híbridas [88].

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Fonte fria do ciclo

Vapor de baixa pressão

Eletricidade

Vapor superaquecido de alta

Gerador de vapor

Reservatório quente

Reservatório frio

Sal quente

Sal frio

Torre solar

Heliostatos

Campo heliostático

Figura 8.8. Diagrama esquemático de torre central com reaproveitamento de calor residual com Ciclo Rankine Orgânico [89].

8.3.3. Refletor Linear de Fresnel O refletor linear de Fresnel se aproxima em forma do concentrador cilíndrico parabólico, consistindo em espelhos planos ou levemente curvos que recriam virtualmente o perfil de uma parábola, dispostos em fileiras, e concentram os raios solares em um tubo receptor fixo e linear, que apresenta a face voltada para baixo, de acordo com a Figura 8.9 [90]. O receptor é responsável por captar os raios solares refletidos e transferir o calor para o meio de transferência. O calor é transferido para o líquido por convecção, e a temperatura da parede do tubo torna-se superior a de saturação do fluido assim iniciase a vaporização no tubo receptor.

176

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Figura 8.9. Refletores lineares de Fresnel [78].

Uma desvantagem desse sistema é que durante o dia o tubo receptor projeta uma sombra indesejada sobre os espelhos e ao longo do dia há um sombreamento entre os espelhos à medida que o Sol se move.

Outro problema é a área que deve ser

disponibilizada para a projeção e execução do equipamento que é de média a grande. Em contrapartida, esta área, caso o concentrador seja suspenso, pode ser usada para cultivo e pastagem. Ao decorrer do dia, o sistema funciona como proteção contra o sol abrasador dos locais áridos, proporcionando sombra a reservas de água e a áreas de cultivo ou pastagem, durante a noite com os espelhos na posição horizontal é oferecida proteção contra as temperaturas negativas da área sombreada [90].

177

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O sistema Linear de Fresnel é capaz de gerar vapor diretamente nos receptores a um menor custo do que o concentrador parabólico, pela sua configuração mais simples. Outra vantagem, é o baixo custo dos espelhos planos comparado aos espelhos de canal parabólico, e devido ao arranjo fixo dos espelhos e o receptor, não é necessário um sistema de rastreamento solar (tracking) [91]. Por outro lado, apresenta uma eficiência inferior ao concentrador parabólico cilíndrico em termos de conversão de energia solar em energia térmica. Contudo, este dispositivo pode ter uma aplicação viável para geração de vapor em refinarias, indústria de recuperação de óleos pesados, indústria de celulose e papel e na dessalinização [92]. As temperaturas oferecidas para aplicação estão em um intervalo de 60 ºC a 270 ºC Podendo ser utilizado conforme a pressão para aquecimento de água ou vaporização [1].

8.3.4. Concentrador de disco parabólico Este equipamento é formado por espelhos sob a forma de disco que coleta e concentra os raios provenientes do sol em um ponto denominado foco. Este se localiza no centro do refletor parabólico, como mostrado na Figura 8.10. Sua estrutura efetua o seguimento solar em dois eixos, movendo-se o conjunto concentrador e receptor juntos pelo rastreio solar [93].

Figura 8.10. Desenho esquemático do disco parabólico [81].

178

Fundamentos de sistemas solares térmicos

O concentrador com disco parabólico é composto por um coletor, um receptor e um motor de Stirling ou uma microturbina a gás. O disco coleta e concentra os raios solares no receptor, o gás absorve a energia térmica e transfere para o motor Stirling que a converte em energia mecânica. Acoplado ao motor, existe um gerador de energia elétrica que converte a energia mecânica em eletricidade. Nessa produção de energia não há consumo de água, o receptor utiliza como fluido de trabalho o hidrogênio ou o hélio [94]. Uma vantagem do sistema de disco parabólico é poder ser construído em áreas de pequenos declives ou acidentadas, em razão de os discos serem isolados um dos outros e não precisarem estar em série. Estes sistemas são capazes de atingir os maiores valores de eficiência dentre todos os tipos de sistemas de concentração solar [94]. O consumo de água pelos sistemas Stirling é muito baixo, sendo utilizada basicamente para limpeza e manutenção dos espelhos. O que o faz adequado para utilização em locais desérticos ou nos quais há pouca disponibilidade de água. Como desvantagem, os sistemas de disco parabólico não são aptos para armazenamento energia térmica e seu o custo de construção é relativamente alto [94]. As temperaturas oferecidas para aplicação estão em um intervalo de 100 ºC a 750ºC Podendo ser utilizado dependendo da pressão para aquecimento de água ou vaporização [1].

179

Capítulo

Alex Vazzoler

9

CONCENTRADORES SOLARES – PARTE 2 DIMENSIONAMENTO

180

Fundamentos de sistemas solares térmicos

9. Concentradores solares – parte 2 - dimensionamento Foi estruturado o dimensionamento de um concentrador solar do tipo parabólico cilíndrico para produção de vapor em uma planta química.

9.1. Dimensionamento do Tubo absorvedor Segundo Flyyn et al. (2019) a velocidade de escoamento recomendável a tubulações de calor contendo água em mudança de fase é de 3 ft/s (0,914 m/s). O diâmetro do tubo absorvedor é obtido pela Equação 9.1.1 [95]: Vazão volumétrica

𝑄 = 𝐴. 𝑢 =

𝜋𝐷2 𝑢 4

.: 𝐷 = √

4𝑄 4𝑚̇ =√ 𝜋𝑢 𝜋𝑢𝜌

(9.1.1)

Calor transferido

𝑞 = 𝑚̇(𝐻 𝑜 − 𝐻 𝑖 )

(9.1.2)

Rearranjando a equação 9.12 e substituindo-a na equação 9.1.1:

𝐷=√

4𝑞 𝜋𝑢𝜌(𝐻 𝑜 − 𝐻 𝑖 )

(9.1.3)

Especificamente para água e vapor (em saturação), são apresentadas algumas correlações empíricas necessárias para os cálculos anteriores, obtidas por regressão dos dados de Smith et al. [96].

𝑉𝑎𝑟𝑖𝑎çã𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝𝑖𝑎 𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑜 𝐿í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎

∆𝐻 𝑠𝑎𝑡 (𝐽/𝑚𝑜𝑙) = 2406,18 − 0,41333𝑇 − 0,00966𝑇 2 𝑙𝑜𝑔𝜌 𝑠𝑎𝑡 = 9,0 10−8 𝑇 3 − 7,0. 10−5 𝑇 2 + 0,0262𝑇 − 5,2457 𝜌 𝑠𝑎𝑡 = −3,0 10−6 𝑇 2 − 6,0 10−5 𝑇 + 0,9935

7,74 10−6 ≤ 𝜌 𝑠𝑎𝑡 ≤ 0,0654 𝑔/𝑐𝑚3

6,98 ≤ 𝑇 ≤ 320,74 ℃

(9.1.4) (9.1.5) (9.1.6)

1 ≤ 𝑃 ≤ 11400𝑘𝑃𝑎

Substituindo as equações 9.1.4 a 9.1.6 na equação 9.1.3, obtendo-se uma formulação do tipo em que as propriedades são uma função do calor transferido conforme a Equação 9.1.7:

181

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𝑞∗ 𝐷 = 0,018√ 𝑓(𝑇) 𝑢𝐿

(9.1.7)

em que q* é a carga de potência por metro linear de tubulação (kWh/m) e L é o comprimento da tubulação (m).

9.2. Dimensionamento do Concentrador solar 9.2.1. Análise energética de concentradores (primeira lei) O concentrador é uma superfície parábola e tem um único ponto focal, onde é colocado o tubo de absorção, local em que toda luz incidente é coletada. Para o dimensionamento do concentrador parabólico cilíndrico considerou-se uma área de 9,8 m2 [26]. O funcionamento de um concentrador parabólico cilíndrico é baseado na lei da reflexão e esta enuncia que todo raio incidente, em paralelo ao eixo de simetria da parábola, será refletido e convergirá ao foco. Na Figura 9.2 pode ser visualizado um esquema de um concentrador solar com W como largura, L como comprimento, do como diâmetro do tubo absorvedor e f é como distância focal entre a parábola e o tubo absorvedor [13].

L

Figura 9.2. Dimensões de um concentrador parabólico cilíndrico [13].

182

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A equação para gerar o perfil parabólico do concentrador é expressa pela Equação 9.2.1.1 Na equação da parábola o parâmetro p é igual a 2f, sendo que f é a distância do vértice ao foco [18].

𝑦 2 = 2𝑝𝑥 = 4𝑓𝑥

(9.2.1.1)

Parábola é o conjunto de todos os pontos P do plano. Em que a distância P até d1 a um ponto fixo F, chamado foco da parábola, é igual à distância d2 até P a uma reta fixa d, que é a diretriz da parábola, o que pode ser visto na Figura 9.3. A distância da diretriz ao vértice da parábola é a mesma distância do vértice da parábola ao foco [23].

D P

d2

D P

d1 F

F

(a)

(b)

Figura 9.3. (a) Pontos de uma parábola, (b) parâmetros de uma parábola.

Primeiramente determina-se d e F e a partir desses parâmetros determina-se os pontos de curvatura da parábola que deverão ser simétricos, como na Figura 9.3b. Usando esse tipo de sistema parabólico maximiza-se a razão de concentração de um coletor. Aumentando-se a eficiência térmica já que a transferência de energia é direcionada somente a um ponto. Em um concentrador cilíndrico parabólico pode ocorrer três tipos de perdas: ópticas, geométricas e térmicas. As perdas ópticas acontecem na superfície do concentrador, atingida pelos raios provenientes do sol, e são ocasionadas por erros no posicionamento do concentrador, 183

Alex Vazzoler

no sombreamento do suporte e dos tubos, e em imperfeições existentes na superfície refletora. As perdas geométricas se dão de duas maneiras: a primeira é devido à maneira que está disposta a fila de concentradores, uma sobre as outras, gerando-se sombras. A segunda, por outro lado, o fato do ângulo de incidência de radiação ser maior que zero durante a maior parte do dia. As perdas térmicas ocorrem através de convecção e radiação para o meio. Estas acontecem principalmente no tubo absorvedor e nas tubulações que unem os concentradores, caso estejam em série, e nos arredores [35]. O processo de conversão da radiação solar em energia térmica passa por dois estágios. No primeiro estágio a radiação solar é captada por uma superfície e refletida para o tubo absorvedor. No segundo estágio a radiação solar é absorvida e transferida para o fluido de transferência de calor que circula pelo tubo absorvedor. A Figura 9.5 apresenta uma exemplificação detalhada do processo de conversão da radiação solar em energia térmica. Ilustrando, como na primeira hipótese, as perdas térmicas no tubo absorvedor são apenas de natureza radiativa e convectiva [37].

Figura 9.5. Desenho esquemático de um concentrador parabólico (corte transversal) [37].

Cujas variáveis são a radiação solar direta, Id (W/m2); área da superfície de captação, Ac (m2); área sombreada pelo absorvedor, As (m2) e a área útil do concentrador, A (m2).

𝐴𝑢 = 𝐴𝑐 − 𝐴𝑠

(9.2.1.2)

As demais variáveis são a área do absorvedor iluminada pela radiação refletida, Ai (m2); a

184

Fundamentos de sistemas solares térmicos

potência perdida por convecção, Pconv (W), a potência perdida por radiação para o meio ambiente, Pperd (W); o diâmetro do tubo absorvedor, D (m); o comprimento do tudo absorvedor, L (m) e eficiência ótica do sistema de captação da energia solar, 𝜂𝑜 . A potência útil do sistema em Watts (W ou J/s) é dada pela diferença entre a potência máxima e a potência perdida, evidenciado na Equação 14.

𝑃𝑡 = 𝑃𝑎𝑏𝑠 − 𝑃𝑝𝑒𝑟

(9.2.1.3)

em que Pt é a potência de rendimento térmico (W), Pabs é a potência máxima absorvida (W), Pperd é a potência perdida (W). A potência térmica máxima absorvida pelo tubo absorvedor, é dada pela Equação 9.2.4.

𝑃𝑎𝑏𝑠 = 𝐼𝑑 𝐴𝑢 𝜌𝑘𝑟𝑑 𝛼𝑡

(9.2.1.4)

em que 𝜌 é a refletividade do concentrador (%), 𝑘𝑟𝑑 é a fração da radiação refletida que chega no absorvedor (%) e 𝛼𝑡 é a absorbância do tubo (%). As perdas térmicas que ocorrem no tubo absorvedor são as perdas por condução nos suportes dos tubos, convecção e radiação entre o tubo de vidro e o tubo absorvedor e perdas por condução, convecção e radiação entre o tubo de vidro e o meio ambiente. Geralmente os valores das perdas por condução podem ser desprezados, quando comparados com as outras perdas existentes. As variáveis que influenciam as perdas térmicas são a temperatura da parede do tubo absorvedor, temperatura ambiente, a velocidade do vento, intensidade da irradiação solar e a vazão de água nos tubos [6]. A potência perdida por radiação e convecção pode ser determinada pela Equação 9.2.1.5. Entretanto as equações 9.2.1.6 a 9.2.1.10 fornecem as estimativas das demais propriedades necessárias a esta [1]. 4 𝑃𝑝𝑒𝑟𝑑 = 𝑃𝑐𝑜𝑛𝑣 + 𝑃𝑟𝑎𝑑 = ℎ̅𝐴𝑖 (𝑇𝑎𝑏𝑠 − 𝑇∞ ) + 𝜀𝐴𝑖 𝜎(𝑇𝑎𝑏𝑠 − 𝑇𝑎4 )

(9.2.1.5)

Para as seguintes variáveis: ℎ̅, coeficiente de transferência convectiva (W/m2K)

𝐴𝑖 =

𝜋𝐷𝐿 2

(9.2.1.6)

é a área do tubo absorvedor onde ocorrem as perdas térmicas (m2). Em que D é o diâmetro do tubo absorvedor (m), 𝐿 é o comprimento do tudo absorvedor (m), 𝑇𝑎𝑏𝑠 é a temperatura do tubo absorvedor (K), 𝑇∞ = 𝑇𝑎 é a Temperatura ambiente (K), 𝜀 é a emissividade do tubo absorvedor, 𝜎 é a constante de Stefan-Boltzmann (5,67. 10-8 W/m2K4). 185

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O coeficiente de transferência convectiva, pode ser obtido pela Equação 17.

ℎ̅ = ̅̅̅̅̅̅ 𝑁𝑢𝐷

𝑘 𝐷

(9.2.1.7)

̅ é o Coeficiente de transferência convectiva (W/m2K), 𝑁𝑢 ̅̅̅̅̅̅ em que ℎ 𝐷 é o número de Nusselt médio e k é a condutividade térmica do fluido (W/m.K). O número de Nusselt médio (̅̅̅̅̅̅ 𝑁𝑢𝐷 ) pode ser obtido pela Equação 9.2.1.8, 1/2

4/5

0,62𝑅𝑒𝐷 𝑃𝑟 1/3 𝑅𝑒𝐷 5/8 ̅̅̅̅̅̅ 𝑁𝑢𝐷 = 0,3 + [1 + ( ) ] [1 + (0,4/𝑃𝑟)2/3 ]1/4 282000

(9.2.1.8)

em que 𝑅𝑒𝐷 é o Número de Reynolds, 𝑃𝑟 é o Número de Prandtl estimado pela equação 9.2.1.9,

𝑃𝑟 =

𝜇𝐶𝑝 𝑘

(9.2.1.9)

Para o cálculo anterior, devem ser conhecidas as seguintes propriedades do fluido: a viscosidade absoluta, μ (kg/m.s), o Calor específico do fluido, 𝑐𝑃 (kJ/kg

C) e a

o

condutividade térmica do fluido, k (kJ/m oC). O número de Reynolds é obtido por meio da Equação 9.2.10.

𝑅𝑒𝐷 =

𝑣𝐷 𝜐

(9.2.1.10)

em que v é a velocidade do vento (m/s) e 𝑣 é a viscosidade cinemática do fluido (m2/s). A eficiência óptica representa a razão entre a radiação solar captada pela superfície, pelo montante total descontado da parcela refletida pelo tubo absorvedor, e é encontrada pela Equação 21. As perdas ópticas equivalem ao percentual da radiação solar que é captado pela superfície refletora e não chega ao tubo receptor.

𝜂𝑜 = 𝜌𝑘𝑟𝑑 𝛼𝑡

(9.2.1.11)

em que 𝜂𝑜 é a eficiência óptica do sistema de captação de energia solar. A eficiência ou rendimento térmico (FR) definida como a razão entre a potência térmica efetiva (Pt) e a potência máxima absorvida (Pabs). É o percentual da energia solar que chega ao tubo absorvedor que é transferida para o fluido de transferência de calor, evidenciado a seguir na Equação 9.2.12 [49].

𝐹𝑅 =

𝑃𝑡 𝑄𝑢 = 𝑃𝑎𝑏𝑠 𝐴𝐼𝑟

(9.2.1.12)

186

Fundamentos de sistemas solares térmicos

em que Qu é a energia útil, Ir é a energia solar incidente e Ac é a área do espelho do concentrador. Consequentemente, o denominador na equação 9.2.1.12 é o total entrada de energia para o coletor. A radiação solar incidente é um parâmetro relacionados às condições ambientais e pode ser obtido de dados estatísticos ou de medições por meio de piranômetros [31] Para calcular quanta energia está disponível, é necessário calcular o balanço energético dentro do coletor, caracterizado pela diferença matemática entre a energia absorvida e a temperatura perdas. O balanço de energia pode ser indicado da seguinte forma:

𝑞𝑟𝑎𝑑 = 𝐴[𝑆 − 𝑈𝑎 (𝑇 − 𝑇𝑎 )]

(9.2.1.13)

em que S é a radiação solar absorvida da placa, Ua é o coletor coeficiente de perdas totais (composto pela soma de três contribuições, perdas frontais, perdas traseiras e perdas perimetrais), T é a temperatura da placa e Ta é a temperatura do ar. Quando incidente disponíveis medições de radiação solar (I), o cálculo adequado para a energia absorvida é dada pela seguinte fórmula:

̅̅̅̅̅̅𝐼 𝑆 = (𝜏𝛼)

(9.2.1.14)

(𝜏𝛼) é a transmitância da tela transparente do coletor (𝜏) multiplicado pela em que ̅̅̅̅̅̅ absorbância da placa (𝛼), calculada a média de diferentes tipos de radiação. O valor máximo de energia útil pode ser alcançado quando o coletor é caracterizado pela mesma temperatura do fluido que entra, com a subsequente minimização das perdas de calor. Mesmo assim, em condições operacionais reais, isso nem sempre é possível e, por descrevendo o ganho real de energia útil, o fator de remoção de calor (FR) precisa ser introduzido. Esse fator mostra quanta energia resta quanto resultado de perdas de calor devido à diferença de temperatura na entrada do coletor. O fator de remoção de calor pode ser definido como [47]:

𝐹𝑅 =

𝑚̇𝑐𝑝 (𝑇0 − 𝑇𝑖 ) 𝐺𝑐𝑝 (𝑇0 − 𝑇𝑖 ) 𝑄𝑢 = = 𝑄 𝐴[𝑆 − 𝑈𝑎 (𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 )] 𝑆 − 𝑈𝑎 (𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 )

(9.2.1.15)

Na forma alternativa 𝐹𝑅 =

𝐺𝑐𝑝 𝐹′𝑈𝑎 [1 − 𝑒𝑥𝑝 (− )] 𝑈𝑎 𝐺𝑐𝑝

(9.2.1.16)

em que G é a taxa de fluxo de fluido expressa para a área da unidade do coletor, cf é a capacidade térmica específica do fluido, Tfo é a temperatura do fluido de saída e Tfi é a 187

Alex Vazzoler

temperatura do fluido que entra. Consequentemente, a energia o saldo do dispositivo real pode ser definido como [56]:

𝑄𝑢 = 𝐴𝐹𝑅 [𝑆 − 𝑈𝑎 (𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 )] 𝜂𝑒𝑛 =

𝑄𝑢 𝐼𝐴

(9.2.1.17) (9.2.1.18)

O fator de concentração (C) é obtido por meio da Equação 9.2.19,

𝐶=

𝐴 𝐴𝑖

(9.2.1.19)

em que 𝐶 é o fator de concentração da energia solar, A é a Área útil do concentrador (m2) e 𝐴𝑖 é a Área iluminada do absorvedor (m2).

9.2.2. Análise exergética de concentradores (segunda lei) A análise termodinâmica é geralmente feita através da distinção entre sistemas definidos como fechados e abertos. Ambos têm condições de contorno e energia interna total (E) que interagem através das fronteiras nas formas de trabalho (W) e calor (q). Por convenção o calor é transferido para dentro do sistema e o trabalho transferido para as vizinhanças é considerado positivo. Logo, a primeira lei da termodinâmica para qualquer processo entre dois estados 1 e 2 que estão em equilíbrio é expressa pela equação 9.2.2.1 [97]: 2

2

∫ 𝛿𝑄 + ∫ 𝛿𝑊 = 𝐸2 − 𝐸1 1

(9.2.2.1)

1

ou executando-se as integrações:

𝑄 + 𝑊 = 𝐸2 − 𝐸1

(9.2.2.2)

De acordo com a equação 9.2.2.2, as interações entre trabalho e calor dependem do caminho da transformação termodinâmica, enquanto a mudança de energia não, sendo o valor da última grandeza determinado estritamente a partir dos estados inicial (1) e final (2). A segunda lei da termodinâmica aplicada ao mesmo sistema é expressa conforme abaixo [98]: 2

∫ 1

𝛿𝑄 ≤ 𝑆2 − 𝑆1 𝑇

(9.2.2.3)

188

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Portanto, a transferência de entropia entre o sistema fechado e o ambiente depende da transferência de calor através dos seus limites (dQ) e da temperatura do sistema reservatório (T). A transferência de entropia relacionacia-se à transferência de calor conforme a equação 9.2.2.4. Sendo a sua geração expressa pela equação 9.2.2.4 [98]: 2

𝑆𝑔𝑒𝑟 = ∫ 1

𝛿𝑄 = 𝑆2 − 𝑆1 ≥ 0 𝑇

(9.2.2.4)

Nos sistemas abertos, há fronteiras através das quais há transferência de massa e energia. A análise pode levar em consideração a massa e energia, através da primeira lei da termodinâmica em sistemas abertos [99].

1 1 𝜕𝐸 ∑ 𝑚̇𝑖 (𝐻 𝑖 + 𝑢2 + 𝑔𝑍) − ∑ 𝑚̇0 (𝐻 0 + 𝑢2 + 𝑔𝑍) + 𝑄 − 𝑊̇𝑠 = 2 2 𝜕𝑡 𝑖 0 𝑖

(9.2.2.5)

0

Cabe salientar que a transferência de trabalho geralmente ocorrerá sob a forma de um eixo rotativo. Já o balanço de entropia é obtido a partir da equação 9.2.2.3, ao estabelecer-se os limites de integração, e elementos de entrada (i) e saída (0) do volume de controle. Logo, a segunda lei da termodinâmica na forma integral será [99]:

∑ 𝑚̇𝑖 𝑆𝑖 − ∑ 𝑚̇0 𝑆0 + 𝑖

0

𝑄 𝜕𝑆 ≤ 𝑇 𝜕𝑡

(9.2.2.6)

Ao associar-se as equações 9.2.2.4 e 9.2.2.6 será obtida a taxa de geração de entropia (𝑆𝑔𝑒𝑟 ), expressa por:

𝑆𝑔𝑒𝑟 =

𝜕𝑆 𝑄 − + ∑ 𝑚̇𝑖 𝑆𝑖 − ∑ 𝑚̇0 𝑆0 𝜕𝑡 𝑇 𝑖

(9.2.2.7)

0

A principal aplicação da geração de entropia, é o cálculo da Exergia (Ex). Esta grandeza pode ser definida como a quantidade máxima de trabalho útil que pode ser gerada por um sistema quando em equilíbrio com o ambiente. Esta condição é considerada como ponto de referência, e pode ser chamada de estado morto [35]. A análise de exergia aplicada a um coletor solar auxilia os engenheiros na otimização energética do sistema, proporcionando um método de cálculo adicional para a redução de perdas energéticas.

189

Alex Vazzoler

Considerando-se uma placa plana coletor e impondo o equilíbrio da exergia, a eficiência pode ser deduzida, e as partes de fatores irreversíveis também são definidas [36]. O balanço de exergia pode ser demonstrado da seguinte forma [97]:

𝐸𝑥𝑖 + 𝐸𝑥𝑠 + 𝐸𝑥0 +𝐸𝑥𝑝𝑒𝑟𝑑 + 𝐸𝑥𝑑𝑒𝑠𝑡 = 0

(9.2.2.8)

em que Exi, Ex0, Exs, Experd e Exdest são as taxas de entrada, saída, armazenamento, vazamento (perda) e destruição de exergia respectivamente. A entrada taxa de exergia considerando o fluxo de fluido é dada por:

𝑒𝑥𝑖,𝑓 =

𝐸𝑥𝑖,𝑓 𝑇𝑖 𝑚̇𝑃𝑖𝑛 = 𝑐𝑝 [𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 − 𝑇𝑎 𝑙𝑛 ( )] + 𝑚̇ 𝑇𝑎 𝜌

(9.2.2.9)

Em que 𝑚̇ é a vazão mássica (kg/s). Tendo-se em conta o Teorema de Carnot [100], a taxa de exergia relacionada à radiação solar absorvida é definido como:

𝐸𝑥𝑖,𝑞 = 𝜂𝑜𝑝 𝜂𝑐𝑎𝑟𝑛𝑜𝑡 𝐼𝐴 = 𝜂𝑜𝑝 (1 −

𝑇𝑎 ) 𝐼𝐴 𝑇𝑠

(9.2.2.10)

Em que ηo é a eficiência óptica, I é a radiação solar incidente, A é a área da placa absorvente e Ts é a temperatura aparente do sol. Para um coletor solar, a soma da equação (9.2.2.9) e equação (9.2.2.10) é igual ao taxa total de exergia de entrada [101]. Considerando-se as condições de estado estacionário, a taxa de exergia armazenada é igual a zero. A taxa de exergia de saída contabilizada será expressa pela equação 9.2.2.11,

𝑒𝑥0,𝑓 =

𝐸𝑥0,𝑓 𝑇0 𝑚̇𝑃𝑜𝑢𝑡 = −𝑐𝑝 [𝑇0 − 𝑇𝑎 − 𝑇𝑎 𝑙𝑛 ( )] − 𝑚̇ 𝑇𝑎 𝜌

(9.2.2.11)

A taxa de exergia de vazamento (perdida) produzida pela taxa de transferência de calor do absorvedor para o ambiente pode ser definido da seguinte forma:

𝐸𝑥𝑝𝑒𝑟𝑑 = −𝑈𝑎 𝐴(𝑇 − 𝑇𝑎 )𝜂𝑐𝑎𝑟𝑛𝑜𝑡 = −𝑈𝑎 𝐴(𝑇𝑝 − 𝑇𝑎 ) (1 −

𝑇𝑎 ) 𝑇𝑝

(9.2.2.12)

A taxa de exergia destruída compreende três termos. O primeiro é produzido pela diferença de temperatura entre a superfície do absorvente e a fonte de irradiação solar, estimada conforme abaixo [87]:

1 1 𝐸𝑥𝑑,∆𝑇𝑠 = −𝜂𝑜𝑝 𝐼𝐴𝑇𝑎 ( − ) 𝑇𝑝 𝑇𝑠

(9.2.2.13)

190

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A segunda contribuição está relacionada a queda de pressão:

𝑇 𝑙𝑛 (𝑇0 ) 𝑚̇ ∆𝑃 𝑎 𝐸𝑥𝑑,∆𝑃 = − 𝑇𝑎 (𝑇0 − 𝑇𝑖 ) 𝜌

(9.2.2.14)

Finalmente, a terceira contribuição é produzida pela diferença de temperatura entre a superfície do absorvedor e o fluido:

(𝑇0 − 𝑇𝑖 ) 𝑇0 𝐸𝑥𝑑,∆𝑇𝑓 = −𝑚 ̇ 𝑐𝑝 𝑇𝑎 [𝑙𝑛 ( ) − ] 𝑇𝑖 𝑇𝑝

(9.2.2.15)

Tendo em conta a Eq. (7) e Eq. (13) na Eq. (6), a exergia a eficiência pode ser calculada como:

𝐸𝑥,𝑑𝑒𝑠𝑡 = 𝐸𝑥𝑑,∆𝑃 + 𝐸𝑥𝑑,𝑓 + 𝐸𝑥𝑑,∆𝑇𝑠 𝜂𝑒𝑥 =

𝜂𝑒𝑥 =

𝐸𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 ú𝑡𝑖𝑙/𝑑𝑒 𝑎𝑞𝑢𝑒𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜 𝐸𝑥0,𝑓 − 𝐸𝑥𝑖,𝑓 = 𝐸𝑥𝑒𝑟𝑔𝑖𝑎 𝑞𝑢𝑒 𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎 𝐸𝑥𝑖,𝑞 𝑇 ∆𝑃 𝑚̇𝑐𝑝 [𝑇0 − 𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 𝑙𝑛 ( 𝑇0 ) − 𝜌 ] 𝑖

𝑇 𝜂𝑜𝑝 𝐼𝐴 (1 − 𝑇𝑎 ) 𝑠

(9.2.2.16) (9.2.2.17)

(9.2.2.18)

A exergia útil dos coletores solares (absorvida) foi estimada pelas equações 9.2.2.10, esta equação pode ser reescrita em outra forma, conforme a equação 9.2.2.19 [102]. 𝐸𝑥𝑖,𝑞 = 𝐴𝐼𝜓

(9.2.2.19)

A entrada de energia solar em um sistema ocorre pela absorção de parte da irradiação solar. Petela em sua tese de doutorado, em 1964, determinou a relação expressa pela equação 9.2.2.20 [100],

4 𝑇𝑎 1 𝑇𝑎 4 𝜓 =1− − ( ) 3 𝑇𝑠 3 𝑇𝑠

(9.2.2.20)

em que T e Ta são as temperaturas do reservatório de radiação e meio ambiente, respectivamente. Em conjunto a equação 9.2.2.19 será utilizada para a análise exergética dos processos com irradiação solar [103]. A interação entre dois corpos negros a diferentes temperaturas ocasiona a ocorrência de irreversibilidades em ambos as superfícies dos corpos. Portanto, é necessário introduzir

191

Alex Vazzoler

um termo adicional a relação de Petela [100] deve ser considerado o fator de exergia da radiação emitida por uma fonte geométrica (f) [24].

4 𝑇𝑎 1 1 𝑇𝑎 4 𝜓 =1− − ( ) 3 𝑇 3𝑓 𝑇

𝑝𝑎𝑟𝑎

𝑇𝑎 3 𝑓≥( ) 𝑇

(9.2.2.21)

Quando f < (T0/T)3, o trabalho não pode ser extraído da energia de radiação. A equação (9.2.2.12) é um caso particular da equação mais geral. (9.2.2.21), válids apenas para fontes de radiação hemisféricas (f = 1). A eficiência do coletor é obtida substituindo-se as equações

𝜂𝑒𝑥

𝑇0 𝑇0 𝐸𝑥𝑖,𝑓 − 𝐸𝑥0,𝑓 𝑚̇𝑐𝑝 [𝑇0 − 𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 𝑙𝑛 ( 𝑇𝑖 )] 𝐺𝑐𝑝 [𝑇0 − 𝑇𝑖 − 𝑇𝑎 𝑙𝑛 ( 𝑇𝑖 )] = = = 𝐸𝑥𝑖,𝑞 4 𝑇𝑎 1 1 𝑇𝑎 4 4𝑇 11 𝑇 4 𝐴𝐼 [1 − 3 𝑇 − 3 ( 𝑇 ) ] 𝐼 [1 − 3 𝑇𝑎 − 3 ( 𝑇𝑎 ) ] 𝑓 𝑓

(9.2.2.22)

em que G é a taxa de vazão mássica (kg/m2 s). A equação de eficiência exergética em termos das perdas de exergia é

𝜂𝑒𝑥

𝑇0 ̇ 𝑇𝑎 𝑙𝑛 (𝑇𝑎 ) 𝑈𝑎 (𝑇𝑝 − 𝑇𝑎 ) 𝑚∆𝑃 1 1 𝑇𝑎 = 1 − (1 − 𝜂0 ) + + 𝜂0 𝑇𝑎 ( − ) + (1 − ) 𝑇 (𝑇 ) 𝑇𝑝 𝑇𝑠 𝐼 𝑇𝑠 (1 − 𝑇𝑎 ) 𝜌𝐼𝐴 0 − 𝑇𝑖 𝑠 1

+

(𝑇0 − 𝑇𝑖 ) 𝐺𝑐𝑝 𝑇𝑎 𝑇0 [𝑙𝑛 ( ) − ] 𝐼 𝑇𝑖 𝑇𝑝

(9.2.2.23)

9.2.3. Análises econômica e ambiental São considerados além da questão do retorno financeiro, um fator ambiental que é o impacto da massa de carbono gerada.

a) Análise econômica Em sistemas solares, do ponto de vista financeiro, devem ser considerados três montantes iniciais: Valor presente, investimento ou custo fixo inicial (P), valor futuro (F), taxa de juros (I) e n é o tempo de vida útil do equipamento (em outros momentos, pode ser de pagamento ou parcelamento) [104].

𝐹 = 𝑃(1 + 𝐼)𝑛

($)

(9.2.3.1)

Fator de recuperação do capital (FRC),

192

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝐹𝑅𝐶 =

𝐶𝐹𝐴 𝐼(1 + 𝐼)𝑛 = (1 + 𝐼)𝑛 − 1 𝑃

($/𝑎𝑛𝑜)

(9.2.3.2)

outro termo, é o fator de fundos amortizado (FFA)

𝐹𝐹𝐴 =

𝐶𝐹𝐴 𝐼 = (1 + 𝐼)𝑛 − 1 𝐹

($/𝑎𝑛𝑜)

(9.2.3.3)

Valor residual (salvage value, S) é o valor contábil de um equipamento após o período de depreciação estar completo, baseado no que a empresa espera receber como pagamento pela venda deste ativo no fim de sua vida útil [105].

𝑆 = 0,2𝑃 ($)

(9.2.3.4)

Será paga uma tributação anual sobre o valor residual, o custo residual anual (CRA).

𝐶𝑅𝐴 = (𝐹𝐹𝐴)𝑆

($/𝑎𝑛𝑜)

(9.2.3.5)

O custo operacional anual (COA) inclui: coleta e tratamento de água, e limpeza da unidade (manutenção e mão-de-obra em geral). Assume-se este valor como 15% do CFA pa.

𝐶𝑂𝐴 = 0,15𝐶𝐹𝐴

($/𝑎𝑛𝑜)

(9.2.3.6)

O custo anualizado total será

𝐶𝑇𝐴 = 𝐶𝐹𝐴 + 𝐶𝑅𝐴 + 𝐶𝑂𝐴

($/𝑎𝑛𝑜)

(9.2.3.7)

O custo normalizado de produção de vapor considerando um período de operação de 350 dias para uma vazão de vapor produzida especificada, 𝑚̇ (kg/s).

𝐶𝑃𝑉 =

𝐶𝑇𝐴 3,024. 107 𝑚̇

($/𝑘𝑔 𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟)

(9.2.3.8)

b) Análise econômico-ambiental A análise é feita considerando-se o consumo de carbono em cerca de 960 g por kWh de energia. No entanto, passa a ser 2 kg quando as perdas com transmissão (40%) e distribuição (20%) são incluídas. A mitigação de emissões de CO2 por ano do concentrador solar (𝛷𝐶𝑂2 ) é dado por [106]:

𝛷𝐶𝑂2 =

Ʊ𝐶𝑂2 𝜂 𝐸𝑥 (𝑡𝑜𝑛𝑒𝑙𝑎𝑑𝑎𝑠 𝑑𝑒 𝐶𝑂2 ) 3,6. 106 𝑒𝑥 𝑖,𝑞

(9.2.3.9)

193

Alex Vazzoler

Em que Ʊ𝐶𝑂2 é a emissão média de CO2 (2 kg CO2 / kWh) quando carvão é usado para geração de eletricidade. O preço internacional do carbono (zCO2) está entre 13 $/ tCO2 e 16 $/tCO2 para o cenário de cotações baixa e alta. O valor médio de 14,5 $/tCO2 foi adotado para a análise [88]. O custo ambiental (ZCO2) é obtido usando a equação de Rajoria et al [107].

𝑍𝐶𝑂2 = 𝑧𝐶𝑂2 𝛷𝐶𝑂2

($)

(9.2.3.10)

A combinação das análises energética, exergética, econômica e ambiental é conhecida na literatura como 4E Analysis (Energy, Exergy, Economy and Environment) [108]. 9.3. Modelo hidráulico – queda de pressão A perda de carga nos tubos, ∆P (em Pa), para escoamento bifásico, é descrita pela Equação 11 de Unwin.

𝛥𝑃 = 6753

𝑞𝐿 91,4 5 (1 + 𝐷 ) 𝜌𝐷𝑖 𝑖

(9.3.1)

em que 𝑞𝑡 é a vazão em cada um dos tubos (m3 s-1), 𝐿 é comprimento dos tubos (m) e 𝐷𝑖 é o diâmetro interno dos tubos (cm).

9.4. Otimização de concentradores parabólicos 9.4.1. Modelo econômico O problema de otimização termo-hidráulica aqui abordado consiste em um compromisso entre o gasto energético de bombeamento devido à perda de carga nos tubos absorvedores geradores de vapor e a área externa dos tubos, que aumentam a dissipação térmica. Os gastos com capital que compõem o projeto são majoritariamente dados pelo custo do concentrador, incluindo-se espelho e tubos. O custo operacional variável é descrito pelo custo adicional com bombeamento devido à perda de carga por atrito, enquanto os ganhos são compostos pela precificação do vapor e trabalho gerados [109]. Custo fixo do concentrador (CFC) pode ser aproximado pela Equação 9.4.1 [93].

𝐶𝐹𝐶 = 1,23 (1160 + 2355,2𝐴𝐶 1,2 )

(9.4.1.1)

194

Fundamentos de sistemas solares térmicos

em que 𝐴𝐶 é a área do concentrador (m2). O custo anual de bombeamento (CB) para suprir a perda de carga no sistema (concentrador e comprimentos equivalentes) é determinado pela Equação 9.4.1.2.

𝐶𝐵 =

𝑐𝐸 𝑁𝐶 ∆𝑃 ( + ∑ 𝐿𝑖 ) 𝑔𝑞𝜌 ($/ℎ𝑜𝑟𝑎) 3600 𝜂𝐵 𝜂𝑚 𝜌𝑔

(9.4.1.2)

𝑖=1

em que CE é o custo do kWh de eletricidade (0,03 R$/kWh); NC é o número de concentradores, 𝜂𝐵 e 𝜂𝑚 são os rendimentos da bomba e do motor; ∆𝑃 é a queda de pressão no concentrador (Equação 9.3.1) e Li são os comprimentos equivalentes dos acidentes, o total equivale a 0,9 m [82]. As receitas geradas pelo sistema são expressas através dos ganhos com a potência gerada pelas turbinas (Rt) e o reaproveitamento do calor residual em sistemas de aquecimento (Rtc). Cujas variáveis são as vazões de que atravessam os concentradores (q) e sistema de aquecimento (qp), as entalpias de entrada (Hi) e saída (Ho) nas turbinas. Por último, a variação de entalpia na condensação do vapor saturado (∆Hvsat ) que ocorre durante o aquecimento dos processos e demais sistemas [110].

𝑐𝐸 𝑞𝜌(𝐻 𝑖 − 𝐻 0 ) ($/ℎ𝑜𝑟𝑎) 3600𝜂𝑡 𝑐𝐸 𝑅𝑡𝑐 = 𝑞𝑝 𝜌∆𝐻𝑣 𝑠𝑎𝑡 ($/ℎ𝑜𝑟𝑎) 3600𝜂𝑡𝑐

𝑅𝑡 =

(9.4.1.3) (9.4.1.4)

O equacionamento do problema de otimização é desenvolvido no tópico a seguir.

9.4.2. Otimização – Método termohidráulico O problema de otimização não linear consiste na maximização do lucro (L) com a produção de vapor no sistema conforme a Equação 9.4.2.1:

𝑚𝑎𝑥 𝐿 = 𝑤𝑡 𝑅𝑡 + 𝑤𝑡𝑐 𝑅𝑡𝑐 − 𝑤𝐵 𝐶𝐵 − 𝑤𝐹𝐶 𝐶𝐹𝐶

(9.4.2.1)

em que wt, wtc, wb e wFC são os pesos da função objetivo para as receitas com a potência gerada pela turbina (Rt), do aquecimento (Rtc) e custos com bombeamento (CB). Para a equação supracitada, a variável mais importante na otimização é o diâmetro do tubo do concentrador. Porque há um balanço de custos e benefícios (trade-off) em 195

Alex Vazzoler

relação a queda de pressão (∆P ~ di-5 ) e a absorção de irradiação (Pabs ~ di 2 ). Portanto, o modelo de otimização estimará o ponto que maximizará a produção de potência e calor, ao passo que minimiza a queda de pressão nos concentradores para maximização da função lucro. Cálculo do tempo de retorno do investimento não descontado (payback simples), equação 9.4.2.2, é um parâmetro importante para uma análise econômica preliminar, e será estimado a partir dos resultados da otimização. Cabe salientar, que as turbinas, trocadores de calor e demais acessórios foram consideradas como unidades préexistentes e não serão consideradas nos cálculos de custos.

𝑡𝑝𝑏 =

𝐶𝐹𝐶 8760(𝑅𝑡 + 𝑅𝑡𝑐 − 𝐶𝐵 )

(𝑎𝑛𝑜)

(9.4.2.2)

9.4.3. Otimização – Método térmico-exergético Os modelos ópticos, térmicos e exergéticos apresentados nas seções anteriores foram transpostas para um computador computacional do MATLAB programa. Neste programa, a maioria dos parâmetros geométricos e condições operacionais podem ser variáveis. A formulação do problema de otimização, considerando as quantidades Ti, Ta, Ts, I, (𝜏𝛼), 𝜂o, S, Va, L, Di, etc., como parâmetros constantes, é dado por

𝑀𝑎𝑥𝑖𝑚𝑖𝑧𝑎𝑟

𝜂𝑒𝑥 = 𝑒𝑞 (9.2.2.22)

𝑆𝑢𝑗𝑒𝑖𝑡𝑜 𝑎 𝐸𝑞𝑢𝑎çõ𝑒𝑠 9.2.2.9 𝑎 9.2.2.14 𝐴𝑖𝑛𝑓 ≤ 𝐴 ≤ 𝐴𝑠𝑢𝑝 , 𝑚̇𝑖𝑛𝑓 ≤ 𝑚̇ ≤ 𝑚̇𝑠𝑢𝑝 , 𝑇0 , 𝑇𝑝 , 𝑈𝑎 , 𝑄𝑢 , ∆𝑃, 𝑐𝑝 , 𝜌, 𝐹𝑅 , 𝐹 ′ ≥ 0

em que A e m são os parâmetros independentes e Tout, Tp, Ul, Qu, DP, Cp, r, FR, F0 ef são os parâmetros dependentes na otimização procedimento. Visto que a função objetivo e suas restrições não-lineares, foi maximizado numericamente com Caixa de ferramentas de otimização do MATLAB. O MATLAB utiliza variações de sequências método de programação quadrática (SQP) para otimização restrita.

196

Fundamentos de sistemas solares térmicos

9.5. Noções sobre o dimensionamento de torres concentradoras e sua combinação com ciclos termodinâmicos 9.5.1. Circuito da torre concentradora Torres concentradoras podem produzir eletricidade com menor impacto ambiental do que sistemas utilizando hidrocarbonetos como combustíveis. Como por exemplo, turbinas a gás. Tal campo de estudos necessita de estudos mais aprofundados para viabilizar-se competitivamente no mercado de suprimento de eletricidade, especialmente atrativo em locais com baixa latitude e alta incidência solar. O Ciclo Rankine Orgânico pode ser um sistema auxiliar bastante relevante para tal finalidade. A produção de eletricidade solar em maior escala é feita através da utilização de circuitos com torres concentradoras, conforme ilustrado pela Figura 9.6. [111].

Reaproveitamento de calor residual (5) Retorno de condensado

Ciclo Rankine Orgânico

Vapor de baixa pressão

Tratamento de água e remoção de oxigênio (desaeradora)

Água de (6) alimentação da caldeira

Eletricidade Vapor superaquecido (3) de alta

Gerador de vapor

Reservatório quente

Reservatório frio

(7)

(4)

(2)

Sal (1) quente

Sal frio

Torre solar

Sal frio (8) comprimido

Heliostatos

Campo heliostático

Figura 9.6. Circuito de geração de eletricidade solar a partir de torre concentradora e Ciclo Rankine Orgânico (CRO).

197

Alex Vazzoler

A torre é a fonte majoritária de energia do sistema, sais fundidos (fluido térmico de aquecimento) absorvem a irradiação solar refletida pelos heliostatos que circundam a torre, gerando a corrente de sal quente (1). Esta corrente é utilizada como fonte de calor na caldeira, e é produzido vapor superaquecido a alta pressão (3), que em seguida irá movimentar turbinas para produção de eletricidade gerando-se vapor de baixa pressão (4) como corrente de descarga. Para que o ciclo termodinâmico esteja completo, é necessária a rejeição de calor residual da corrente 4 para uma fonte fria. Para reaproveitar este calor residual à baixa temperatura, é acoplado um sistema com um ciclo Rankine orgânico, e bomba de calor, descrito com mais detalhes [106].

9.5.2. Melhoria da integração do ciclo CRO através da utilização de bombas de calor Para ampliar a produção de eletricidade no sistema solar é utilizado um ciclo Rankine orgânico. Um Ciclo CRO, com regeneração, é representado pela Figura 9.7. E seu funcionamento consiste na seguinte sequência de operações [112,113]: Fonte quente (TH)

(3) (2a) Evaporador Turbina

(2) Regenerador Bomba CRO

(1)

(4)

(4a) Condensador

Fonte fria (TL)

Figura 9.7. Representação de um Ciclo Rankine Orgânico (CRO) com regeneração.

- Compressão do fluido de trabalho pela bomba (1-2) até atingir a pressão do evaporador; - Evaporação isobárica do fluido de trabalho (2-3); - Expansão isentrópica na turbina (3-4);

198

Fundamentos de sistemas solares térmicos

- Condensação e reinício do ciclo (4-1); - Uma troca de calor intermediária no regenerador entre as etapas 2 e 4 (2a e 4a). O objetivo do ciclo é produzir o máximo trabalho útil na turbina com o menor consumo de utilidades associadas (quentes ou frias), e de preferência, com a menor vazão possível do fluido refrigerante, ou se possível, utilizar um fluido refrigerante mais barato ou com menores impactos ambientais [114]. O reaproveitamento de fontes térmicas de baixa temperatura (como vapor de baixa pressão, por exemplo) se tornou atrativo para geração de eletricidade. Outros investimentos foram destinados para produção de energia elétrica partir de recursos renováveis como biomassa ou energias solar, geotérmica e eólica. Com objetivo de desempenhar um papel de suma importância na garantia do cumprimento de novos padrões de segurança e sustentabilidade e no máximo reaproveitamento dos recursos das instalações industriais [115]. Genericamente há dois modos de melhorar a performance de um Ciclo CRO. A primeira é aumento do coeficiente de performance, modificando-se as condições de operação, e a segunda é selecionar o fluido de trabalho mais adequado. As temperaturas dos processos podem não ser compatíveis com os fluidos de trabalho do Ciclo CRO. Então, bombas de calor podem promover a melhoria do desempenho do ciclo já que transferem calor residual para evaporação do fluido de trabalho orgânico. Esta abordagem mostra-se viável em grande parte dos casos citados abaixo [111,116]: - Incompatibilidade entre o fluido de trabalho e o ciclo CRO; - A temperatura de evaporação do fluido de trabalho do Ciclo CRO é adequada; - O fluido de trabalho do Ciclo CRO tem uma razão pequena entre o calor latente e sensível; - O coeficiente de desempenho (COP) da bomba de calor é satisfatório. O calor residual das fontes de calor do ciclo CRO pode ser classificado em calor residual com e sem restrições. No segundo caso, o calor residual pode atingir uma temperatura próxima à ambiente. Caso haja uma limitação de temperatura, primeiro caso, é considerado com restrições. Um bom exemplo, é a temperatura de gases ácidos que não pode ser inferior a temperatura de orvalho da mistura gasosa para serem evitados problemas com corrosão [114].

199

Alex Vazzoler

Naturalmente, sistemas em que não há restrições severas com temperatura (primeiro caso) há uma maior flexibilidade na escolha de fluidos de trabalho, e em sistemas com restrições essa seleção é limitada. Grande parte dos sistemas de recuperação de calor residual, se enquadra na segunda categoria devido a uma série de limitações operacionais [116]. O sistema proposto neste artigo se enquadra na categoria de sistemas com restrições, e o sistema de Ciclo Rankine Orgânico aplicado ao estudo de caso é similar ao proposto por Spayde et al. [111].

9.5.3. Análise fenomenológica a) Análise da torre concentradora conforme a primeira lei da termodinâmica O primeiro passo da construção do modelo matemático do sistema de geração de energia solar (Figura 9.6) é o balanço de energia no gerador de vapor. Este é um componente crítico, já que é a conexão entre as centrais receptoras (comumente são utilizadas de 4 a 5 torres solares) e a unidade de energia da turbina a vapor [44]. O gerador de vapor consiste em uma série de trocadores de calor, através dos quais sal fundido a alta temperatura, oriundo da torre receptora, aquece água de líquido subresfriado a vapor superaquecido, conforme o balanço de energia é expresso pela equação 9.5.3.1 [86]. 𝑞𝑎𝑏𝑠 = 𝑚̇𝑠𝑓 (𝐻1 𝑠𝑓 − 𝐻7 𝑠𝑓 ) =

𝑚̇𝑣𝑎𝑝 (𝐻3 𝑣𝑎𝑝 − 𝐻6 𝑣𝑎𝑝 ) 𝜂𝑔𝑒𝑟

(9.5.3.1)

em que 𝑚̇𝑠𝑓 e 𝑚̇𝑣𝑎𝑝 são as vazões mássicas de sais fundidos e de vapor. Já 𝐻1 𝑠𝑓 , 𝐻7 𝑠𝑓 são entalpias de entrada e saída dos sais fundidos e 𝐻3 𝑣𝑎𝑝 , 𝐻6 𝑣𝑎𝑝 são as entalpias de saída e entrada do gerador de vapor. A potência elétrica (Wel) gerada pelo sistema pode ser estimada por: 𝑊𝑒𝑙 =

𝑚̇𝑣𝑎𝑝 (𝐻4 𝑣𝑎𝑝 − 𝐻3 𝑣𝑎𝑝 ) 𝜂𝑡𝑢𝑟 𝜂𝑒𝑙

(9.5.3.2)

𝐻4 𝑣𝑎𝑝 é a entalpia de saída da turbina, 𝜂𝑡𝑢𝑟 𝑒 𝜂𝑒𝑙 são as eficiências da turbina e de conversão de trabalho em eletricidade. Na torre solar (receptor), a radiação solar incidente é transformada de energia eletromagnética em energia térmica. Parte dessa energia térmica (qre) é absorvida pelo

200

Fundamentos de sistemas solares térmicos

fluido térmico (qabs), isto é, o sal fundido. O restante da energia térmica é dissipado para o meio ambiente por convecção (qcon), radiação (qrad), reflexão (qref) e condução (qcond) [86]. 𝑞𝑎 = 𝑞𝑐𝑜𝑛 + 𝑞𝑟𝑎𝑑 + 𝑞𝑟𝑒𝑓 + 𝑞𝑐𝑜𝑛𝑑

(9.5.3.3)

𝑞𝑐𝑜𝑛 0,81 (𝑇𝑟𝑒 − 𝑇𝑎 )0,426 = ℎ𝑎 + 𝐴𝑟𝑒 (𝑇𝑟𝑒 − 𝑇𝑎 ) 𝐹𝑟

(9.5.3.4)

em que 𝐹𝑟 é a razão 𝐴̅/𝐴𝑟𝑒 é o fator de forma; 𝑇𝑟𝑒 𝑒 𝑇𝑎 são as temperaturas da superfície refletora e ambiente; 𝐴̅ 𝑒 𝐴𝑟𝑒 são o valor de área média e de reflexão; ℎ𝑎 é o coeficiente de transmissão de calor para o ambiente. E as demais frações de dissipação de calor para o ambiente são expressas pela série de três equações: 𝑞𝑟𝑎𝑑 = 𝜀̅𝜎𝐴𝑟𝑒 𝐹𝑟 (𝑇𝑠,𝑟𝑒 4 − 𝑇𝑎 4 )

(9.5.3.5)

𝑞𝑟𝑒𝑓 = 𝑞𝑟𝑒 𝐹𝑟 𝜌

(9.5.3.6)

𝑞𝑐𝑜𝑛𝑑 =

𝜆𝑖𝑠𝑜 𝐴𝑟𝑒 (𝑇𝑠,𝑟𝑒 − 𝑇𝑖𝑠𝑜 ) 𝛿𝑖𝑠𝑜

(9.5.3.7)

𝜀̅ é a emissividade da superfície, 𝜎 é a constante de Stefan Boltzmann, 𝜌 é a refletividade, 𝜆𝑖𝑠𝑜 e 𝛿𝑖𝑠𝑜 são a condutividade térmica e a espessura do isolante. A eficiência da torre concentradora ou receptor central (𝜂rec) é definida como a razão da energia térmica absorvida pelo sistema receptora e a incidente [44]: 𝜂𝑟𝑒𝑐 =

𝑞𝑎𝑏𝑠 𝑞𝑎 =1− 𝑞𝑟𝑒 𝑞𝑟𝑒

(9.5.3.8)

O valor de potência elétrica necessária é fornecido como dado de entrada do problema, e os dados de dimensionamento da torre solar foram previamente fixados. A vazão de vapor necessária e os demais dados de dimensionamento serão introduzidos como restrições no problema global de otimização. O modelo para o ciclo CRO, foi adaptado do trabalho de Spayde et al. [111] e o equacionamento do Ciclo Rankine Orgânico pode ser encontrado em detalhes nesta referência. A próxima análise envolve a estimativa da eficiência exergética da torre, estabelecida de forma análoga aos concentradores solares, conforme o item [101].

201

Capítulo

Alex Vazzoler

10

CONCENTRADORES SOLARES – PARTE 3 – ESTUDO DE CASO

202

Fundamentos de sistemas solares térmicos

10. Concentradores solares – parte 3 – estudo de caso Neste capítulo será estabelecido o dimensionamento de um concentrador solar. E na segunda parte serão feitos alguns cálculos termodinâmicos para uma torre solar com sais fundidos. 10.1. Introdução O concentrador a ser analisado, está inserido no circuito térmico ilustrado pela Figura 10.1. O sistema de bombeamento transporta água à 90 oC e 26,96 bar (pressão de saturação da água a 230 oC) para uma bateria de concentradores parabólicos. Dentro do concentrador, a água é aquecida de tal condição até a temperatura de 270 oC (40 oC de superaquecimento). Em seguida, este vapor é expandido através das turbinas até a condição de saturação a 180 C, a ser utilizado em aplicações com aquecimento em processo e nas demais instalações do

o

complexo. Concentradores Reservatórios de calor

Condensação

Bombeamento

Vapor superaquecido

Sistemas de aquecimento

Geração de potência

Reservatórios de calor

Vapor saturado

Make-up de água desmineralizada Blowdown

Figura 10.1. Circuito de geração de calor e potência utilizando-se concentradores solares.

As taxas de irradiação solar (Id) variam ao longo de todo o dia, em certos momentos pode 203

Alex Vazzoler

superar o valor de dimensionamento, em outros estará abaixo deste valor. Logo, há três alternativas de dimensionamento do concentrador quanto a esta grandeza: Utiliza-se um valor médio de Id para o dimensionamento; estes valores são introduzidos através duas restrições (Id,min ≤ 𝐼𝑑 ≤ Id, max) ou utiliza-se um método não determinístico. Neste capítulo, foi adotada a segunda abordagem. Um componente elementar para a viabilidade do sistema térmico solar são os sistemas de armazenamento (reservatório) de calor, ilustrado pela Figura 10.2 [117]. Vapor circula como fluido térmico de aquecimento pelos tubos

Reservatório de calor (com silicone) Trocador de calor

Silicone a ser aquecido passando pelo casco

Figura 10.2. Circuito térmico fechado, integrado ao reservatório de calor utilizando silicone como fluido térmico.

Em momentos em que há valores de irradiação muito altos, é possível armazenar calor nestes reservatórios com fluidos térmicos de alto valor de calor específico (silicone, sais fundidos, entre outros). Nas circunstâncias em que há queda de irradiação, este calor armazenado pode ser utilizado para suprir este déficit de calor e atender a demanda de energia necessária ao processo. É um elemento estrutural do circuito, cujo objetivo é contrabalancear as características transientes do abastecimento com irradiação solar. 10.2. Estudo de caso – concentrador no vale do aço Para análise de quantidade de irradiação solar recebida por um concentrador localizado na Região do Vale do Aço (Coronel Fabriciano, Ipatinga, Timóteo e Santana do Paraíso)

204

Fundamentos de sistemas solares térmicos

utilizou-se do programa Sundata da Eletrobrás o qual fornece a irradiação para regiões de coordenadas geográficas próximas como a cidade de Caratinga. Podendo ser visto na Tabela 10.1.

Tabela 10.1. Coordenadas geográficas das cidades analisadas. Cidades analisadas

Latitude

Longitude

Altitude

Coronel Fabriciano

19° 31’ 07” S

42° 37’ 44” W

250 m

Timóteo

19° 34’ 57” S

42° 38’ 57” W

333 m

Ipatinga

19° 28’ 06’’ S

42° 32’ 12” W

240 m

19° 21’49”S

42° 34’ 07” W

285 m

19° 47’ 23” S

42° 08’ 21” W

578 m

Santana do Paraíso Caratinga

A irradiação média anual de Caratinga é 4,91 KWh/m2.dia ou 205,53 J/ m2.s, que é a radiação extraterrestre, ou seja, a quantidade de irradiação que ainda não atingiu a atmosfera terrestre. Considerou-se uma área (Ac) de 9,8 m2 para o concentrador parabólico e comprimento (L) de 8,09m e largura (w) de 5,2 m. Considerando-se um fator de concentração solar de 200 (retirado do catálogo da SunPower)[118]. A irradiação que chega ao concentrador para a área requerida é 1611,35 kJ/s ou kW. Quanto ao espelho do concentrador, a parábola deve ter um ângulo de abertura menor, fazendo com que o perfil parabólico seja mais aberto, o que permite uma área maior projetada de irradiação solar, aumenta a taxa de calor absorvido pela água no tubo absorvedor e a eficiência do mesmo. Optou-se por um ângulo de abertura de 30°. Para o dimensionamento do tubo absorvedor utilizou-se as fórmulas mencionadas anteriormente pelas as quais calculou-se a vazão mássica:

𝑞 = 𝑚̇(𝐻 0 − 𝐻 𝑖 )

(9.1.1)

Das tabelas de vapor presentes no Anexo A. 𝐻 0 (270 °𝐶, 𝑠𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎𝑑𝑎) = 2789,70 𝑘𝐽/𝑘𝑔 𝑒

1611,35

𝑘𝐽 = 𝑚̇(2789,7 − 293,07) 𝑘𝐽/𝑘𝑔 𝑠

𝐻 𝑖 (70 °𝐶, 𝑠𝑎𝑡𝑢𝑟𝑎𝑑𝑎) = 293,07 𝑘𝐽/𝑘𝑔

.:

𝑚̇ = 0,65

𝑘𝑔 𝑘𝑔 = 2323,50 𝑠 ℎ

205

Alex Vazzoler

A velocidade de escoamento recomendável a tubulações de calor contendo água em mudança de fase é de 3ft/s (0,914 m/s). A vazão volumétrica da água de alimentação será:

𝑄 = 𝐴. 𝑢 =

𝜋𝐷 2 4𝑄 4𝑚̇ 1" 𝑢 .: 𝐷 = √ =√ = 0,03𝑚 = 3 𝑐𝑚 ( ) = 1,18 " 4 𝜋𝑢 𝜋𝑢𝜌(70℃) 2,54𝑐𝑚

O diâmetro interno do tubo absorvedor é 1,18 " (0,02997 m). Para os cálculos de eficiência precisou-se calcular a área sombreada (As) do concentrador solar e a partir desta a área útil (Au), ou seja, a área em que os feixes de raios solar atingirão o coletor.

𝐴𝑠 = 𝑑𝑡 𝑙 = 0,02997𝑚. 8,09𝑚 = 0,24 𝑚2

𝐴𝑢 = 𝐴𝐶 −𝐴𝑆 = 9,8 𝑚2 − 0,24 𝑚2 = 9,56 𝑚2

Para a potência térmica máxima absorvida pelo tubo absorvedor (𝑃𝑎𝑏𝑠 ) a reflexividade (𝜌) do concentrador com espelhos é de 90% a 95% considerou-se a mínima reflexibilidade utilizando a fração 0,9. Para a fração de radiação refletida utilizou-se a máxima de 0,95. A absorvidade do tubo que é construído em cobre, devido às características citadas anteriormente, é de 90% a 96% considerou uma absorvidade mínima com uma fração de 0,9.

𝑃𝑎𝑏𝑠 = 𝐼𝑑 𝐴𝑢 𝜌𝑘𝑟𝑑 𝛼𝑡 = 1511,96 𝑊 A potência perdida se dá pelo somatório da potência de convecção e potência de radiação. Calcula-se primeiramente Reynolds e em seguida o número de Prandtl. Analisado pelo site CPTEC a velocidade do vento em Ipatinga é 1,39 m/s.

𝑚 1,39 𝑠 . 0,02997 𝑚 𝑅𝑒𝐷 = = 2651,37 15,712 . 10−6 𝑚2 /𝑠

𝑃𝑟 =

183,6. 10−7 . 1,0069. 103 = 0,707 26,14. 103

Segundo Bergman et al. (2012) [20] para Reynolds maior que 2300 o escoamento é turbulento o que pode ser analisado nesse trabalho. Pela fórmula geral de Churchill e Bernstein calculou-se o número de Nusselt pela equação 9.2.1.8. 4/5

0,62 . 2651,371/2 0,7071/3 2651,37 5/8 ̅̅̅̅̅̅ 𝑁𝑢𝐷 = 0,3 + [1 + ( ) ] [1 + (0,4/0,707)2/3 ]1/4 282000

= 26,34

O coeficiente de transferência convectiva é:

206

Fundamentos de sistemas solares térmicos

ℎ̅ = 26,34

30. 10−3 𝑊/𝑚𝐾 = 26,37 𝑊/𝑚2 𝐾 0,02997𝑚

Voltando ao cálculo da potência perdida do tubo absorvedor:

𝑃𝑐𝑜𝑛𝑣 =

26,37𝑊 . 0,38 𝑚2 (343,15𝐾 − 298,15𝐾) = 450,93 𝑊 2 𝑚 𝐾

A emissividade do tubo de cobre oxidado preto é de 0,88 𝜇𝑚.

𝑃𝑟𝑎𝑑 = 0,88. 0,38𝑚2 . 5,67. 10−8 𝑊/𝑚2 𝐾(343,15𝐾 4 − 298,15𝐾 4 ) = 113,07 𝑊 Então a potência perdida será:

𝑃𝑝𝑒𝑟𝑑𝑖𝑑𝑎 = 450,93 + 113,07 = 564,00 𝑊 A potência útil é a diferença entre a potência absorvida e a potência perdida no absorvedor.

𝑃𝑢 = 1511,96 − 564,00 = 947,96 𝑊 Eficiência óptica:

𝜂𝑜 = 0,9 .0,95 .0,9 = 0,77 Percentual da energia solar que chega ao tubo absorvedor e é transferida para o fluido de transferência de calor:

𝜂𝑡 =

947,96 = 0,63 1511,96

Eficiência global:

𝜂𝑢 = 0,77.0,6 = 0,48 Fator de concentração do coletor solar.

𝐶=

9,56 𝑚2 = 25,16 0,38𝑚2

10.3. Resultados dos métodos de otimização A abordagem termo-hidráulica proposta foi estruturada a partir dos dados de entrada da Tabela 10.2, em que os valores, estipulados por intervalos, são assumidos como restrições do modelo. Assim como, as correlações para as estimativas das propriedades envolvidas foram extraídas dos trabalhos de Boretti et al. (2018) e Kalogirou (2014) aplicadas a sistemas similares de concentradores [7,44]. A partir dos dados obtidos, pode-se verificar que o circuito com quatro concentradores atende as demandas térmicas do sistema, e tal sistema pagará seu investimento dentro 207

Alex Vazzoler

de um prazo satisfatório (menos de 2 anos). Cabe evidenciar que houve aproximações nos cálculos, que podem acarretar margens de erro superiores a 10%. Tal margem pode ser considerada satisfatória para cálculos preliminares e para comparação entre diferentes circuitos térmicos: com diferentes tipos de concentradores, mudanças dos sistemas, entre outras modificações. Tabela 10.2. Valores (ou intervalos) de entrada especificados para os concentradores. Variável

Valor

Unidade

6 a 10 15 a 27 3a5

M m2 kW

7200

kW

0,5

-

155 a 650

W/m2

0,9

-

Reflexão difusa pelo absorvedor, 𝜑

0,95

-

Absorvidade dos tubos. 𝛼

0,95

Comprimento do espelho, L Área do espelho, Ac Número de concentradores, NC Potência requerida nas turbinas, Preq emissividade da superfície dos tubos, ε Incidência direta de radiação solar, Id Refletividade do concentrador, ς

Constante de Stefan-Boltzmann, σ

5,67.10

Temperatura inicial, Ti Temperatura final, Tf Temperatura ambiente, T∞

-8

W/m2 K4

90

o

C

270

o

C

25

o

C

Para cálculos mais precisos, são necessários dados de fabricantes e tais cálculos somente são pertinentes em etapas de dimensionamento rigoroso e seleção de equipamentos. O escopo deste trabalho, foi ilustrar o papel de cálculos aproximados combinados à otimização. Os resultados obtidos da otimização não linear estão dispostos na Tabela 10.3. Tabela 10.3. Resultados obtidos a partir da otimização e cálculo do tempo de retorno a partir destes resultados. Variável

Resultado da otimização

Unidade

Diâmetro do tubo do concentrador, dop

7,6 (3”)

cm/in

22,9

m2

8,9

M

Número de concentradores, NC

4

kW

Tempo de payback simples, tpb

1,8

Ano

Área do espelho, Ac Comprimento do espelho, L

208

Fundamentos de sistemas solares térmicos

10.4. Análise energética, exergética, econômica e ambiental (4E) de sistema com torre solar concentradora para produção de eletricidade em diferentes cenários Serão apresentados os dados obtidos pela análise 4E, para a Cidade do Rio de Janeiro, conforme as demandas de energia e dados iniciais do estudo de caso proposto por Collado et al. (2013) [87] e os dados de irradiação solar foram obtidos a partir do software Sundata [119]. 10.4.1. Análise de sensibilidade para a efetividade da torre concentradora Para a escolha da temperatura de operação mais adequada para a torre concentradora será estabelecida uma análise de sensibilidade dos valores de eficiência para diferentes valores de temperatura, considerando-se o grau máximo de intensidade solar para o sistema, estes resultados são apresentados pela Figura 10.3.

90 Eficiência exergética (intensidade de 100%)

Eficiência exergética (%)

85 80 75 70 65 60 55 50 460

480

500

520

540

560

580

600

620

640

660

680

o

Temperatura ( C ) Figura 10.3. Análise de sensibilidade para eficiência exergética da torre concentradora com intensidade de 100% da irradiação solar.

A Figura 10.3 evidencia a obtenção da maior eficiência na temperatura de 580 graus para os valores testados dentro da faixa de temperaturas da análise de sensibilidade. Para cada temperatura foi o utilizado o algoritmo de otimização expresso pelas equações 1 a 11, com 209

Alex Vazzoler

a maximização da grandeza eficiência exergética. Por outro lado, é necessária uma temperatura de 5 ℃ acima da média anual para atingir-se este valor. Portanto, será adotado o valor de 560 ℃, já que este valor é o maior dentro do limite de irradiação solar média, este valor será adotado para os demais cálculos.

10.4.2. Análise de temperaturas e entalpia A primeira ferramenta proposta para a análise do sistema composto pelo ciclo de aquecimento de sais fundidos, composto pelas etapas 1, 2, 7 e 8, e do sistema de geração de potência acoplado ao Ciclo Rankine Orgânico, etapas 3, 4, 5 e 6, é a curva de entalpia e temperatura expressa pela Figura 4.

600

500 450

o

Temperatura ( C )

(1-2)

Ciclo de aquecimento dos sais fundidos Ciclo de geração de vapor e potência

550

400

(3)

350 300 250 200 150

(4) (8)

(7)

(5)

(6)

100 500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

4500

Entalpia (kW) Figura 10.4. Curva de entalpia e temperatura para o conjunto torre concentradora e Sistema geração de vapor e potência.

A curva superior, em preto, composta pelos pontos 1,2,7 e 8, é o sistema de conversão de irradiação solar em energia térmica, parte desta energia é transferida ao sistema adjacente (curva em vermelho com os pontos 3, 4, 5 e 6) através da caldeira. E um montante expressivo, convertido em eletricidade pelas turbinas e pelo ciclo Rankine Orgânico. Verifica-se que a curva superior está deslocada em termos da entalpia a direita (maiores

210

Fundamentos de sistemas solares térmicos

valores de entalpia) e temperatura mais altas. Já que, pela segunda lei da termodinâmica, o calor somente pode ser transferido espontaneamente de temperaturas mais altas para temperaturas mais baixas, o que acarreta maiores forças motrizes e maior eficiência na transferência de calor para a caldeira. Pela Figura 10.4 verifica-se uma diferença de temperatura bastante expressiva entre os picos das curvas (cerca de 200 ℃) o que evidencia grande potencial de aproveitamento energético no sistema. A etapa a seguir visa a análise dos fluxos de exergia, nas diferentes etapas que constituem o sistema. Para um melhor entendimento dos impactos das etapas sobre a eficiência e a qualidade da energia. 4.3. Diagrama exergético Para avaliar a eficiência exergética do sistema, é essencial analisar a variação da exergia em cada uma de suas etapas principais [97]. Estas etapas de forma cronológica consistem no aquecimento na torre concentradora, no aproveitamento de calor na caldeira, o trabalho gerado pelas turbinas, e no calor residual reaproveitado pelo Ciclo Rankine Orgânico (CRO) para geração de eletricidade. A Figura 10.5 apresenta um fluxograma com os valores de exergia útil, e destruída, nas principais etapas do sistema.

Exergia destruída

Exergia útil 10,72 MW

Aquecimento na torre concentradora

2,24 MW

Aquecimento na caldeira

2,40 MW

1,68 MW

0,83 MW

Trabalho na turbina Ciclo Rankine orgânico

8,48 MW

6,08 MW

3,75 MW

Figura 10.5. Fluxograma de exergia nas principais etapas do sistema.

Tendo-se em perspectiva a Figura 10.5, para o aquecimento na torre, 10,72 MW são utilizados no aquecimento das correntes de sais fundidos. Enquanto, 2,24 MW são destruídos, ou seja, não são utilizados pelo sistema em modalidades úteis, ou seja, que 211

Alex Vazzoler

gerem algum tipo de aproveitamento energético imediato ou posterior em todo o processo. De forma análoga, as demais etapas têm as relações quantitativas expressas pela Figura 3. Verifica-se nas etapas, taxas de destruição de exergia abaixo dos 25% em sistemas térmicos solares, o que evidencia uma boa qualidade no aproveitamento energético [97]. A próxima etapa é a estimativa de geração de dióxido de carbono por este sistema, conforme a metodologia proposta por Mamamghani et al [120]. 4.4. Resultados da otimização termoeconômica e análise 4E. Os modelos de otimização energética e exergética, descrito no item 2.1, juntamente a análise 4E foram aplicados à diferentes cenários de intensidade de irradiação solar apresentados

na

Tabela

1.

Conforme

estes

dados,

verifica-se

o

aumento

das

irreversibilidades no sistema em função da maior produção de vapor (função do montante de irradiação solar disponível), e consequentemente, as eficiências de da torre concentradora (𝜂𝑟𝑒𝑐 ), exergética (𝜂𝑒𝑥 ) e da turbina (𝜂𝑡 ) no sistema são inversamente proporcionais à vazão de vapor produzida. Tabela 10.4. Resultados obtidos pela análise 4E para diferentes cenários de irradiação solar (variação da intensidade) Variável Baixa intensidade Média intensidade Alta intensidade (50%) (70%) (100%) 𝜂𝑟𝑒𝑐 71,2 68,9 66,5 𝜂𝑒𝑥 65,2 62,4 59,8 𝜂𝑡 73,2 71,1 68,7 𝑅𝑣 ($/kg) 0,035 0,042 0,051 𝑍𝐶𝑂2 ′ ($/kg) 0,00044 0,00056 0,00068

Um fato a ser evidenciado é que o aumento de escala reduz os custos de produção de vapor, em detrimento dos aumentos dos custos com geração de carbono que são proporcionais a exergia destruída (irreversibilidades) no sistema. Consequentemente, operar com menores escalas diminui efeitos como tensão térmica-mecânica, mas elevam o custo de produção de vapor. Outro ponto é a intensificação de tal fenômeno em sistemas não renováveis, nos quais as emissões de dióxido de carbono aumentam de forma mais substantiva do que no exemplo previamente descrito [120]. Tanto os fluidos de processo quanto as utilidades, têm grande potencial de geração de dióxido de carbono, e tal fato deve sempre ser considerado

212

Capítulo

Fundamentos de sistemas solares térmicos

11 1

Anexo 1 – FENOMENOLOGIA TÉRMICA

213

Alex Vazzoler

11. Anexo 1 – Fenomenologia térmica Neste capítulo são apresentados os balanços de energia e as respectivas considerações para a modelagem dos principais componentes do sistema de aquecimento de água (placa coletora e armazenador) e para o cálculo da vazão mássica de circulação termossifão.

11.1 Modelagem da Placa do Coletor Tendo-se em perspectiva a placa coletora da Fig. 11.1. No esquema, o comprimento da placa é representado por L, a largura por w, a espessura do isolamento é Lis e a largura e altura do canal são dc e hc respectivamente. A temperatura de entrada no coletor é Ti, a temperatura de saída To, a área superficial A, a taxa mássica 𝑚̇ e o coeficiente global de transferência de calor para o ambiente Ua. São definidos os seguintes parâmetros físicos de entrada: radiação solar direta no plano do coletor (l), velocidade do vento (V) e temperatura ambiente (Ta). Foi proposto um modelo dinâmico que obtém a temperatura To como função de Ti, 𝑚̇, l e Ua [109].

. m

T0

V

Ta

(c)

Ua

(a)

Ti

. m

β

W Hc Lis dc

(b)

Figura 11.1. Esquema das placas coletoras.

214

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Para simplificar a analise foram feitas as seguintes considerações [109]: -A placa absorvedora e o isolamento, na base do absorvedor, estão à mesma temperatura, Tp; -A placa não tem diferenças de temperatura na direção do fluxo, nem no sentido transversal do fluxo: Tp = f(t), onde t é o tempo; -A temperatura do fluido na placa varia ao longo do comprimento do coletor: Tf = f(x); - No modelo proposto desprezam-se as perdas de calor nas laterais da placa.

11.1.1. Modelo dinâmico do coletor O volume de controle empregado na análise é representado pela Figura 11.2 [2].

I (W/m2)

kt

Tt

Ut

Ta

Va

Tf hf Up

kp

Lp

kis

Lis

Figura 11.2. Ilustração da transferência de calor no Volume de controle.

O primeiro ponto é aplicação de um balanço de energia para o sistema (primeira lei da termodinâmica):

𝑑𝐸𝑐 = 𝐸̇𝑒 + 𝐸̇𝑠 + 𝐸̇𝑔 𝑑𝑡

(11.1.1.1)

Os termos de entrada e saída de energia estão associados com a transferência de calor pelos modos radiante (radiação solar), condutivo e convectivo (perdas para o ambiente);

215

Alex Vazzoler

a variação de energia acumulada se deve à variação de temperatura no volume de controle. Substituindo os termos, obtém-se a equação 11.1.1.2 [121]:

(𝑚̇𝑐𝑝 )𝑝,𝑖𝑠

𝑑𝑇𝑝 = 𝐴𝑐,𝑝 𝐼 + 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 (𝑇𝑎 − 𝑇𝑝 ) + 𝐴𝑠,𝑝 ℎ𝑓 (𝑇̅𝑝 − 𝑇̅𝑓 ) 𝑑𝑡

(11.1.1.2)

O coeficiente de troca de calor pelo fundo do coletor Ub depende das espessuras do isolamento e da parede da placa Lis e Lp e dos respectivos coeficientes de transferência de calor por condução dos materiais, ks e kp como mostra a equação 11.1.1.3:

𝑈𝑏 =

1 𝐿𝑖𝑠 𝐿𝑝 + 𝑘𝑖𝑠 𝑘𝑝

(11.1.1.3)

O Coeficiente de transferência de calor por convecção ha, devido à velocidade do vento va, é dado pela equação 11.1.1.14 [121]:

ℎ𝑎 = 7 + 2,1𝑣𝑎

(11.1.1.4)

O coeficiente global de transferência de calor pelo topo da placa (Up) depende dos coeficientes de transferência de calor por convecção e radiação:

𝑈𝑝 =

1 1 1 + ℎ𝑎 ℎ𝑟

(11.1.1.5)

Para simplicidade do modelo e devido a que se trabalha a baixas temperaturas, a perda por radiação hr da equação 11.1.1.5 é desprezada. O coeficiente global de transferência de calor (Ua) resulta da somatória das perdas pelo topo e pelo fundo do coletor:

1 1 1 = + 𝑈𝑎 𝑈𝑏 𝑈𝑝

(11.1.1.6)

11.1.2. Balanço de energia do fluido Considerou-se que o escoamento nos canais da placa do coletor sendo similar ao escoamento num tub[20]o. O modelo considera que o fluido tem uma vazão mássica conhecida 𝑚̇, e a transferência de calor convectiva ocorre na superfície interna da placa. Do balanço de energia para um volume de controle infinitesimal de fluido incompressível:

(𝑚̇𝑐𝑝 )𝑝,𝑖𝑠

𝑑𝑇𝑓 = ℎ𝑓 𝑃(𝑇̅𝑝 − 𝑇𝑓 ) 𝑑𝑥

(11.1.2.1)

216

Fundamentos de sistemas solares térmicos

P é o perímetro da superfície (perímetro molhado), equação 11.1.2.2, onde nc é o número de canais.

𝑃 = 2𝑛𝑐 (𝑑𝑐 + 𝐻𝑐 )

(11.1.2.2)

O coeficiente médio de transferência de calor por convecção do fluido é calculado usando as correlações de Azevedo e Sparrow [20] para convecção natural em canais inclinados com água, equações 11.1.2.3 e 11.1.2.4:

ℎ̅𝑓 =

̅𝑢 𝑘 𝑁 𝐿𝑐

(11.1.2.3)

𝑆 0,25 ̅ 𝑁𝑢 = 0,645 [𝑅𝑎 ] 𝐿

(11.1.2.4)

S é a separação entre placas (Fig. 3.3). O número de Rayleigh (Ra) é calculado através da Equação 11.1.2.5 [20]:

𝑅𝑎 = 𝑔𝛽(𝑇𝑝 − 𝑇𝑓 )

𝑆3 𝛼𝜐

(11.1.2.5)

A difusividade térmica da água calcula-se por meio da equação 11.1.2.6:

𝛼=

𝑘 𝜌𝑐𝑝

(11.1.2.6)

Superfície isotérmica ou com fluxo isotérmico uniforme

θ g

Figura 11.3. Escoamento por convecção livre entre placas paralelas aquecidas.

217

Alex Vazzoler

Baseados nas considerações admitidas, as equações diferenciais 11.1.2.7 e 11.1.2.8, resultantes dos balanços de energia da placa e do fluido são resolvidas analiticamente e em forma independente. Manipulando a Eq. 3.:

𝑑𝑇𝑝 𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 (𝑇̅𝑝 − 𝑇𝑎 ) − 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 (𝑇̅𝑝 − 𝑇̅𝑓 ) = 𝑑𝑡 (𝑚̇𝑐𝑝 )

(11.1.2.7)

𝑑𝑇𝑝 𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 𝑇𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑇̅𝑓 (𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 ) = − 𝑇̅𝑝 𝑑𝑡 (𝑚̇𝑐𝑝 ) (𝑚̇𝑐𝑝 )

(11.1.2.8)

𝑐

𝑐

𝑐

Definem-se as constantes R e S, equações 11.1.2.9a e 11.1.2.9b:

𝑅=

𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 𝑇𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑇̅𝑓 (𝑚̇𝑐𝑝 )𝑐

(11.1.2.9𝑎)

𝑑𝑇𝑝 = 𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 𝑑𝑡

𝑒

ou

𝑆=

𝑑𝑡 =

(𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 ) (𝑚̇𝑐𝑝 )𝑐 𝑑𝑇𝑝

𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝

(11.1.2.9𝑏)

(11.1.2.9𝑐)

Considerando a temperatura média do fluido constante para um dado intervalo, a solução da equação diferencial se faz por separação de variáveis. É obtido um novo grupo de da equação diferencial se faz por separação constantes, definidas como C1 e C2:

𝑢 = 𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 . : 𝑑𝑢 = −𝑆𝑇̅𝑝 (11.1.2.9𝑐)

−

1 𝑑𝑢 = 𝑑𝑡 𝑆 𝑢

1 .: − 𝑙𝑛𝑢 = 𝑡 𝑆

(11.1.2.9𝑑)

Substituindo-se 11.1.2.9c em 11.1.2.9d:

1 𝑇̅ − 𝑙𝑛(𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 ) 𝑇̅𝑝 = 𝑡 𝑝0 𝑆 𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 = 𝑒 −𝑆𝑡 ̅ 𝑅 − 𝑆𝑇𝑝0

.:

.:

̅ 𝑇

𝑙𝑛(𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 ) 𝑇̅𝑝 = −𝑆𝑡 𝑝0

𝑇̅𝑝 =

.:

𝑅 𝑅 − ( − 𝑇̅𝑝0 ) 𝑒 −𝑆𝑡 𝑆 𝑆

𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑅 𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 𝑇𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑇̅𝑓 𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 𝑇𝑎 = = + 𝑇̅ 𝑆 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑓

𝑙𝑛 (

𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝 ) = −𝑆𝑡 𝑅 − 𝑆𝑇̅𝑝0 (11.1.2.9𝑒)

(11.1.2.9𝑓)

Definindo-se as constantes C1 e C2:

𝐶1 =

𝐴𝑐,𝑝 𝐼 − 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 𝑇𝑎 (11.1.2.9𝑔) 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓

.:

𝐶2 =

𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑇̅ (11.1.2.9ℎ) 𝐴𝑐,𝑝 𝑈𝑎 + 𝐴𝑠𝑝 ℎ𝑓 𝑓

Substituindo-se as equações anteriores na equação 11.1.2.9f:

𝑅 = 𝐶1 + 𝐶2 𝑇̅𝑓 𝑆

(11.1.2.9𝑖)

218

Fundamentos de sistemas solares térmicos

É obtida então, a seguinte expressão do cálculo da temperatura da placa:

𝑇̅𝑝 = 𝐶1 (1 − 𝑒 −𝑆𝑡 ) + 𝐶2 𝑇̅𝑓 (1 − 𝑒 −𝑆𝑡 ) + 𝑇̅𝑝0 𝑒 −𝑆𝑡

(11.1.2.9𝑗)

De forma similar, manipulando a solução da equação 11.1.2.1:

𝑑𝑇𝑓 ℎ𝑓 𝑃 ℎ𝑓 𝑃 = 𝑇̅𝑝 − 𝑇𝑓 𝑑𝑥 (𝑚̇𝑐𝑝 )𝑓 (𝑚̇𝑐𝑝 )𝑓

(11.1.2.9𝑘)

Considerando a temperatura da placa constante para um intervalo de tempo determinado:

𝑑𝑇𝑓 = 𝐴𝑇̅𝑝 − 𝐵𝑇𝑓 𝑑𝑥

𝑒𝑚 𝑞𝑢𝑒

𝐴=

ℎ𝑓 𝑃 (𝑚̇𝑐𝑝 )𝑓

𝑇̅𝑝

𝑒

𝐵 = 𝐴𝑇̅𝑝

(11.1.2.9𝑙)

Solucionando-se a equação por separação de variáveis é obtido:

𝑇𝑓 = 𝑇𝑝 (1 − 𝑒 −𝐴 ) + 𝑇𝑓0 𝑒 −𝐴

(11.1.2.9𝑚)

A temperatura média do fluido é calculada pela integração ao longo do comprimento do coletor: 𝐿

1 𝑇𝑓 = ∫ 𝑇𝑓 (𝑥)𝑑𝑥 𝐿

(11.1.2.9𝑛)

𝐿=0

Conhecidas as condições iniciais de temperatura da placa Tpo, temperatura de entrada e temperatura média do fluido, a radiação solar incidente no intervalo de tempo considerado e o comprimento do coletor é possível calcular a temperatura de saída do fluido do coletor a partir das equações 11.1.2.9.

11.2. Modelo do reservatório A água do tanque pode operar com graus significativos de estratificação com água mais quente no topo que no fundo. O reservatório é modelado dividindo-o em seções e escrevendo os balanços de energia para cada seção. Obtém-se desta maneira um jogo de i equações diferenciais que são resolvidas para as temperaturas das seções como funções de tempo. Para formular estas equações é necessário fazer suposições sobre como a água quente que entra se distribui pelos diferentes nós. O modelo de estratificação parcial [6] 219

Alex Vazzoler

considera cada seção a uma temperatura uniforme como mostra a figura 11.4. Para o tanque de três seções da figura, o fluxo do coletor sempre sai pelo fundo, seção 3, e o fluxo de recarga sai pelo topo, nó 1. O fluxo que retorna do coletor (à temperatura Tco) entrará na seção do reservatório cuja temperatura seja mais próxima, no entanto, menor que a temperatura de saída do coletor (Tc,o). A seguir é definida uma função de controle Fc, que determina qual a camada que receberá a água que vem do coletor: Determina-se uma função de controle F° para determinar qual a seção que recebe a água chegando do coletor, de acordo as seguintes regras, equação 11.2.1 [6].

1 𝑠𝑒 𝑖 = 1 𝑒 𝑇𝑐,0 > 𝑇𝑟,𝑖 1 𝑠𝑒 𝑇𝑟,𝑖−1 > 𝑇𝑐,0 > 𝑇𝑟,𝑖 𝐹𝑖𝑐 = { 0 𝑠𝑒 𝑖 = 0 𝑜𝑢 𝑖 = 𝑁 + 1 0 𝑜𝑢𝑡𝑟𝑜𝑠 𝑐𝑎𝑠𝑜𝑠

}

(11.2.1)

Note-se que se o coletor está funcionando, então uma e só uma função de controle é diferente de zero (0). Perdas

Do coletor

. mc

c . F1mc

. mL

Tr,1

L . F1mL

Tc,0 c . F1mc c . F2mc

Ao coletor

. mc

Tr,1

L L . (F2+F3)mc L . F2mL

Tr,2

c c . (F1+F2)mc c . F3mc

Extração

L . F3mL

Tr,3

L . F3mL

. mL

Reposição

TL

Tr,3

Figura 11.4. Estratificação do líquido no reservatório (caso de 3 seções). O líquido de recarga pode ser controlado por uma função similar [6]:

1 𝑠𝑒 𝑇𝑟,𝑖−1 > 𝑇𝑙 > 𝑇𝑟,𝑖 1 𝑠𝑒 𝑖 = 𝑁 𝑒 𝑇𝑙 < 𝑇𝑟,𝑁 𝐹𝑖𝐿 = { 0 𝑠𝑒 𝑖 = 0 𝑜𝑢 𝑖 = 𝑁 + 1 0 𝑜𝑢𝑡𝑟𝑜𝑠 𝑐𝑎𝑠𝑜𝑠

}

(11.2.2)

220

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Existirá um fluxo líquido entre as seções que depende das magnitudes das taxas mássicas do coletor e da recarga. É conveniente definir uma taxa misturada que representa o fluxo líquido entrando na seção i, desde a seção i-1 [122]:

𝑚̇𝑚,𝑙 = 0

(11.2.3) 𝑖−1

𝑚̇𝑚,𝑖 =

𝑁

𝑚̇𝑐 ∑ 𝐹𝑗𝑐 𝑗=1

− 𝑚̇𝑙 ∑ 𝐹𝑗𝐿

(11.2.4)

𝑗=𝑖+1

𝑚̇𝑚,𝑁+1 = 0

(11.2.5)

Com as funções de controle definidas, o balanço de energia na seção i pode-se expressar como:

𝑚̇𝑖

𝑑𝑇𝑟,𝑖 𝑈𝑠 𝐴 =( ) (𝑇𝑎 − 𝑇𝑟,𝑖 ) + 𝐹𝑖𝑐 𝑚̇𝑖 (𝑇𝑐,0 − 𝑇𝑟,𝑖 ) + 𝐹𝑖𝐿 𝑚̇𝑖 (𝑇𝑙 − 𝑇𝑟,𝑖 ) 𝑑𝑡 𝑐𝑝 +{

𝑚̇𝑚,𝑙 (𝑇𝑟,𝑖−1 − 𝑇𝑟,𝑖 ) 𝑠𝑒 𝑚̇𝑚,𝑖 > 0

} 𝑚̇𝑚,𝑖+1 (𝑇𝑟,𝑖 − 𝑇𝑟,𝑖+1 ) 𝑠𝑒 𝑚̇𝑚,𝑖+1 < 0

(11.2.6)

O termo (𝑈𝑠 𝐴)(𝑇𝑎 − 𝑇𝑟,𝑖 ) tem sido adicionado para tomar em conta as perdas de calor para o ambiente à temperatura Ta. O modelo utilizado considera que a transferência de calor condutivo é desprezível quando comparado com a troca térmica do fluxo misturado. Uma vez definido o balanço de energia para cada seção, as constantes são agrupadas para obter os coeficientes para a temperatura de cada seção [98]:

𝑑𝑇𝑖 = 𝑎𝑖 𝑇𝑖−1 + 𝑏𝑖 𝑇𝑖 + 𝑐𝑖 𝑇𝑖+1 + 𝑑𝑖 𝑑𝑡

(11.2.7)

O balanço de energia de cada seção do tanque pode ser reescrito na forma de diferenças finitas e resolvido para a temperatura da seção em um novo instante de tempo Tnew,i. Com o Método de solução de Euler, as novas temperaturas são calculadas usando as temperaturas atuais e a equação:

𝑇𝑛𝑒𝑤,𝑖 = ∆𝑡[𝑎𝑖 𝑇𝑖−1 + 𝑏𝑖 𝑇𝑖 + 𝑐𝑖 𝑇𝑖+1 + 𝑑𝑖 ] + 𝑇𝑖

(11.2.8)

Desta maneira, conhecida a temperatura de saída da água do coletor, Tc0, assim como as temperaturas iniciais de cada camada Tr,i, num instante de tempo determinado, é possível utilizar um método numérico para a solução simultânea das equações

221

Alex Vazzoler

diferenciais resultantes do balanço de energia em cada camada, e assim calcular as temperaturas das diferentes temperaturas das seções no instante de tempo posterior.

11.3. Modelo de Newton (reservatório) A Universidade de Wisconsin-Madison desenvolveu o TRNSYS, um software que simula sistemas térmicos transientes. A dissertação de Newton (1995) descreve o modelo do tanque desenvolvido para o TRNSYS [123]. Nesse modelo o usuário especifica a altura (medida desde o fundo) em que se localiza cada componente. Tais componentes incluem fluxos de entrada e saída, aquecedores auxiliares, termostatos e trocadores de calor internos. Depois que o usuário especifica quais as características a serem incluídas no modelo do tanque, o programa monta a equação de balanço de energia.

11.3.1. Balanço de energia A equação de balanço de energia deve conter todos os possíveis fluxos de energia entrando e saindo duma seção. O cenário mais geral que se teria si ocorressem todos os possíveis fluxos de energia num simples nó (seção). A Figura 11.5 Mostra todos os fluxos de energia que poderiam ocorrer numa seção i (nó i).

Figura 11.5. Fluxos de energia numa seção do reservatório.

222

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Os fluxos de energia indicados com linhas contínuas representam transferência de energia associada com fluxos de massa, e as pontilhadas representam energia transferida por condução, convecção ou entrada direta de energia. Tendo em conta todos os fluxos de energia, a equação diferencial de balanço de energia da seção está dada pela equação 10.3.1.1 [123].

𝑚̇𝑖 𝑐𝑝 (

(𝑘 + ∆𝑘)𝐴𝑐 (𝑘 + ∆𝑘)𝐴𝑐 𝑑𝑇𝑖 (𝑇𝑖+1 − 𝑇𝑖 ) + (𝑇𝑖−1 − 𝑇𝑖 ) + (𝑈 + ∆𝑈)𝐴𝑠 (𝑇𝑎 − 𝑇𝑖 ) )= 𝑑𝑡 ∆𝑥𝑖+1→𝑖 ∆𝑥𝑖−1→𝑖 + 𝑈(𝑇𝑓𝑙𝑢𝑥 − 𝑇𝑖 ) + 𝛾1 𝑚̇𝑑𝑜𝑤𝑛 𝑐𝑝 𝑇𝑖−1 − 𝛾2 𝑚̇𝑢𝑝 𝑐𝑝 𝑇𝑖 − 𝛾3 𝑚̇𝑑𝑜𝑤𝑛 𝑐𝑝 𝑇𝑖 + 𝛾4 𝑚̇𝑢𝑝 𝑐𝑝 𝑇𝑖+1 + 𝛾5 𝑞𝑎𝑢𝑥1 + 𝛾6 𝑞𝑎𝑢𝑥2 + 𝑈𝐴ℎ𝑥 ∆𝑇𝐿𝑀 + 𝑚̇1,𝑖𝑛 𝑐𝑝 𝑇1,𝑖𝑛 − 𝑚̇1,𝑜𝑢𝑡 𝑐𝑝 𝑇𝑖 + 𝑚̇2,𝑖𝑛 𝑐𝑝 𝑇1,𝑖𝑛 − 𝑚̇2,𝑜𝑢𝑡 𝑐𝑝 𝑇𝑖

(11.3.1.1)

Não todas as partes da equação 11.3.1.1 serão necessárias para todas as seções. Uma vez determinados quais termos devem se incluir no balanço de energia, a equação 11.3.1.1 é calculada para cada seção. A temperatura de cada seção é afetada pelas seções adjacentes, aquecedores, trocadores de calor e o ambiente. Todas as variáveis, com exceção da temperatura da seção permanecem constantes durante o tempo de simulação. Sendo assim, todas as constantes podem se agrupar para formar um coeficiente na temperatura de cada seção. A Equação 11.3.1.1 fica na forma da equação 11.2.6. Com a solução de Euler, equação 11.2.8, as novas temperaturas podem ser calculadas.

11.4. Modelo para o Cálculo da Taxa Mássica (termossifão) A circulação nos sistemas passivos (termossifão) de aquecimento solar ocorre quando o coletor aquece a água o suficiente para estabelecer uma diferença de densidades entre o ramal incluindo o coletor, e o ramal incluindo o tanque e os tubos conectores que alimentam o coletor. A diferença de densidades produz uma diferença de pressão que transporta o fluido ao longo do circuito. A diferença de densidades é função da diferença de temperaturas, e assim, a taxa mássica é função da diferença de temperaturas. Por isso considera-se um sistema autoajustável. O aumento de temperatura de 10°C é representativo dos sistemas termossifão se eles são bem projetados e sem restrições de fluxo sérias [6]. Existem dois métodos para modelar o desempenho de um coletor em um sistema de circulação natural [6]. O primeiro é pela análise das distribuições de temperatura e 223

Alex Vazzoler

distribuições de densidades e o fluxo resultante baseado nos cálculos de perdas de pressão, como descrito por Close. O segundo é assumir um incremento de temperatura constante da água escoando através do coletor e calcular a taxa mássica que produzirá essa diferença de temperatura. O sistema é analisado dividindo o circuito termossifão em um número de segmentos normal à direção do escoamento e aplicando a equação de Bernoulli para fluxo incompressível em cada segmento [109]. Para um nó qualquer i, de fluido obtém-se uma expressão para a perda de pressão, equação 10.4.1.

∆𝑃𝑖 = 𝜌𝑖 𝑔∆ℎ + 𝜌𝑖 𝑔ℎ𝑓,𝑖

(11.4.1)

No equilíbrio, a soma das pressões no circuito é zero:

∑ 𝜌𝑖 𝑔∆ℎ + ∑ 𝜌𝑖 𝑔ℎ𝑓,𝑖 = 0 𝑖

(11.4.2)

𝑖

O modelo termossifão envolve a solução numérica para o fluxo mássico que satisfaz a 11.4.2. Uma vez conhecidas as temperaturas de entrada e saída do coletor e a distribuição de temperaturas no reservatório, a altura manométrica devida ao termossifão (THHEAD) pode ser calculada baseando-se nas posições relativas do tanque e do coletor. Close demonstrou que a altura manométrica (termosyphon head, THHEAD), gerada pelas diferenças de densidade do fluido no sistema, pode ser aproximada fazendo as seguintes suposições [124]: - Não há perdas térmicas nos tubos de conexão - A água saindo do coletor sobe ao topo do reservatório - A distribuição de temperaturas no reservatório é linear

𝑇𝐻𝐻𝐸𝐴𝐷 =

(ℎ3 − ℎ5 )2 1 (𝑆𝑖 − 𝑆0 ) [2(ℎ3 − ℎ1 ) − (ℎ2 − ℎ1 ) − ] 2 ℎ6 − ℎ5

(11.4.3)

Si e S0 são as gravidades específicas do fluido na entrada e na saída do coletor, respectivamente e as posições hr h6 são mostradas na Fig. 2.8. O método de desenho considera só sistemas termossifão de circulação direta onde o fluido é água. É usada uma relação parabólica entre a gravidade específica (Close) e a temperatura em graus Celsius para calcular Si e S0:

224

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝑆 = 1,0026 − 3,096. 10−5 𝑇 − 4,05. 10−6 𝑇 2

(11.4.4)

A taxa mássica é obtida através do balanço das forças de empuxo do termossifão, com as perdas por atrito no circuito (canais do coletor, tubos conectores, tanque). As perdas por fricção através do circuito hf são calculadas usando relações convencionais de mecânica dos fluidos para fluxo em tubos. Para cada componente deste circuito é usada a equação de perdas [125]:

ℎ𝑓 = 𝑓

𝐿 𝑣2 𝑣2 +∑𝑘 𝐷 2𝑔 2𝑔

(11.4.5)

Na equação 10.4.5 é o comprimento do tubo, u a velocidade média do fluido, g a constante de gravidade e do diâmetro equivalente. O fator de atrito f = 64/Re para fluxo laminar em tubos em que o número de Reynolds (Re < 2000) e f = 0,032 para fluxo turbulento onde Re>2000. O termo

∑𝑘

𝑣2 2𝑔

corresponde às perdas menores associadas

com cotovelos, reduções e outras restrições nas tubulações. A temperatura da água na saída do coletor é determinada analiticamente, dada a temperatura de entrada e a taxa mássica estimada. A distribuição de temperaturas nas seções do reservatório é calculada numericamente. Uma vez conhecidas as temperaturas no coletor e a temperatura média no tanque, podem ser calculadas as forças de flutuação. Combinando todas as fontes de resistência por atrito e comparando com as respectivas alturas manométricas

𝑇𝐻𝐻𝐸𝐴𝐷 = ∑ ℎ𝑓

do sistema termossifão, se faz uma nova

estimativa por substituições sucessivas. O procedimento é repetido até que o balanço do sistema termossifão com as perdas por atrito esteja dentro da margem de 1%. Uma vez alcançada a convergência, o procedimento se faz para o seguinte intervalo de tempo, usando a taxa mássica estimada no passo anterior.

11.5. Modelo simplificado (concentradores)

para

sistema

com

convecção

forçada

Em sistemas em que é necessário gerar vapor de alta pressão, é necessário bombeamento para garantir que a água alimentada aos concentradores esteja na

225

Alex Vazzoler

pressão final do vapor. O aquecimento no tubo do concentrador é isobárico e o balanço de energia (primeira lei) é expresso abaixo [124]:

𝑑𝐻 + 𝑚̇(𝑣𝑑𝑧 + 𝑔𝑑𝑧) = 𝛿𝑄 + 𝛿𝑊

(11.5.1)

Para o escoamento ao longo do trocador de calor, não há trabalho mecânico e as variações de energia potencial e cinética podem ser desprezadas, quando comparadas com a variação na entalpia. Assim, a Equação 1 pode ser escrita para as seguintes formas particulares, para troca de calor sensível e latente, respectivamente [99]:

𝑑𝐻 = 𝑚̇𝑐𝑝 𝑑𝑇

(11.5.2)

̇ ∑ 𝑑𝑥𝑖 𝑑𝐻 = 𝑚𝜆

(11.5.3)

𝑖

. mV

Vapor saturado

Região 4 flash adiabático

. mL

L4 L1

Tf,0

. m Tf,i

L3 L2

Região 1 Monofásica e isotérmica

Hc

Região 3 - Vaporização Região 2 - Aquecimento

Figura 11.6. Circuito térmico de um concentrador para produção de vapor saturado.

A parcela referente à taxa de transferência de calor pode ser calculada pelo conceito de coeficiente global de transferência de calor:

𝑞" = 𝐻𝑐 𝜂

(11.5.4)

226

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝐻 𝑆 𝑆 2 = 𝑎+𝑏 +𝑐( ) 𝐻0 𝑆0 𝑆0

(11.5.5)

Substituindo-se a equação 10.5.5 na equação 10.5.4:

𝑆 𝑆 2 𝑞" = 𝜂𝐻0 [𝑎 + 𝑏 + 𝑐 ( ) ] 𝑆0 𝑆0

.:

𝑆 𝑆 2 𝑞" = 𝑎1 + 𝑏1 + 𝑐1 ( ) 𝑆0 𝑆0

(11.5.6)

a1, b1 e c1 são os parâmetros empíricos de desempenho de um determinado concentrador solar, que podem ser levantados para um determinado concentrador, caso não sejam conhecidos os parâmetros do concentrador e solares. Tal procedimento é pertinente na associação de concentradores particularmente, pelo fato de o 𝜂 não permanecer constante ao longo da associação em série [100]. Para o cálculo da temperatura de parede do coletor, pode-se aproximar o valor do rendimento ao da absorbância (𝜂 ≈ 𝜀 , 65-90%, conforme o material e tipo de tubo) e pode ser feita a seguinte aproximação para uma estimativa da temperatura da parede do tubo, considerando as resistências a transferência de calor na parte interna dos tubos (convecção)e externa (radiação) [20]. 1 1 𝐷𝑒𝑥 1 𝐷𝑒𝑥 𝐷𝑒𝑥 = + 𝑅𝑓,𝑖 + + 𝑙𝑛 𝑈 ℎ𝑖 𝐷𝑖 ℎ𝑒𝑥 2𝑘𝑤 𝐷𝑖

(11.5.7)

1 1 1 = + ℎ𝑒𝑥 ℎ𝑎 ℎ𝑟

(11.5.8)

𝑒𝑚 𝑞𝑢𝑒

ℎ𝑟 = 𝜂𝜎𝐴(𝑇𝑠 2 + 𝑇𝑎 2 )(𝑇𝑠 + 𝑇𝑎 )

O coeficiente de transferência convectiva de calor no interior dos tubos (hi) pode ser calculado através de duas contribuições: a ebulição convectiva (hcb) e a ebulição nucleada (hnb) [126]. A contribuição da convecção forçada é calculada pelo produto entre o coeficiente de convecção forçada no líquido escoando sozinho (hl) e um fator de amplificação (F), função do parâmetro (Xtt) de Martinelli [127]. Essa contribuição está associada à intensificação da convecção forçada pela mudança de fase. A contribuição da ebulição nucleada está diretamente ligada à formação das bolhas [128]. O surgimento da ebulição nucleada ocorre quando a temperatura da parede do tubo (Tw) for maior que a temperatura de início da ebulição nucleada (onset nucleate boiling - Twonb). O cálculo da temperatura da parede está presente no modelo através da seguinte equação algébrica, que descreve o circuito térmico de transferência de calor ao longo da área de troca térmica:

227

Alex Vazzoler

𝑇𝑤 − 𝑇𝑓 𝑇𝑠 − 𝑇𝑤 = 1 𝐷𝑒𝑥 1 𝐷 𝐷 1 + 𝑅𝑓,𝑖 + + 𝑒𝑥 𝑙𝑛 𝐷𝑒𝑥 ℎ𝑖 𝐷𝑖 ℎ𝑒𝑥 2𝑘𝑤 ℎ 𝑖 𝑖 𝐷𝑖

(11.5.9)

A temperatura de início da ebulição nucleada também está presente no modelo de acordo com a correlação proposta por Frost e Dzakowic [129]:

8𝜎𝑞"𝑇 𝑠𝑎𝑡 𝑇𝑤,𝑜𝑚𝑏 = 𝑇 𝑠𝑎𝑡 + √ 𝑃𝑟𝑓 𝑘𝑓 𝜆𝜌𝑔

(11.5.10)

A equação diferencial de balanço de energia é complementada pela equação algébrica de cálculo da variação de entalpia, englobando a parcela de cada fase em escoamento: 𝑇 ∑𝑖 𝑦𝑖 𝜆𝑖(𝑇𝑟𝑒𝑓 ) 𝐻𝐸 ∆𝐻 = (∫ ∑ 𝑥𝑖 𝑐𝑝,𝑖 𝑑𝑇 + ) 𝑚𝐿 + (∫ ∑ 𝑦𝑖 𝑐𝑝,𝑖 𝑑𝑇 + ) 𝑚𝑉 𝑀𝑙 𝑀𝑔 𝑇𝑟𝑒𝑓 𝑇𝑟𝑒𝑓 𝑇

𝑖

(11.5.11)

𝑖

O comportamento hidráulico do sistema é descrito através do balanço de energia mecânica. No escoamento monofásico relativo às Regiões 1 e 2, composto de três termos: cinético; gravitacional, e um termo devido ao atrito. Assim, pode-se escrever, para escoamento monofásico [130]:

𝑑𝑃 𝐺 2 𝑑𝜌 𝑓 𝐺2 − = −( ) + 𝜌𝑔𝑠𝑒𝑛𝜃 + 𝑑𝐿 𝜌 𝑑𝐿 𝐷 2𝜌

(11.5.12)

Já para o escoamento bifásico, a equação necessita de algumas modificações: 2

𝑑𝑃 𝐺 𝑑𝜌 𝑓 𝐺2 − = −( ) + 𝜌𝑏𝑓 𝑔𝑠𝑒𝑛𝜃 + 𝜑𝑏𝑓 2 𝑑𝐿 𝜌𝑏𝑓 𝑑𝐿 𝐷 2𝜌

(11.5.13)

Na Equação 9, acrescentou-se a massa específica bifásica (𝜌𝑏𝑓 ) e o coeficiente de correção (𝜑𝑏𝑓 ) [126]. A massa específica bifásica é calculada em função das massas específicas do líquido e do gás. Já o coeficiente 𝜑𝑏𝑓 , é calculado para adequar o termo referente ao atrito monofásico para o bifásico. A passagem da corrente líquida através da bomba é representada pela curva característica da bomba (carga ou head da bomba) [131]: ℎ𝐵 =

𝑃0 − 𝑃𝑖 + ℎ𝑓 = 𝑏0 + 𝑏1 𝑄 + 𝑏2 𝑄 2 𝜌𝑔

(11.5.14)

Os balanços de massa e energia são expressos pelas equações 11.5.10 e 11.5.11:

228

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝑚̇ = 𝑚̇𝑉 + 𝑚̇𝐿

(11.5.15)

𝑚̇𝐻 + 𝑞 = 𝑚̇𝑉 𝐻𝑉 + 𝑚̇𝐿 𝐻𝐿

(11.5.16)

A fração de vapor (𝛺) é expressa pela equação 10.5.17 [126]:

𝛺=

𝑚̇𝑉 𝑚̇𝐿

(11.5.17)

Substituindo a equação anterior no balanço de massa:

𝑚̇𝐿 =

𝑚̇ 1+𝛺

(11.5.18)

Para a produção de vapor de alta pressão superaquecido para produção de eletricidade por meio da movimentação de turbinas. É necessário utilizar uma bateria de concentradores parabólicos (ou outros concentradores de menor porte) ou uma torre concentradora, conforme ilustrado pela Figura 11.7.

Sítio

Sítio

Tratamento de água

Tratamento de água

Bateria de concentradores Bombeamento

Torre concentradora Bombeamento

Figura 11.7. Circuito de geração de vapor superaquecido: (a) bateria de concentradores; (b) circuito com uma torre concentradora.

11.6. Estimativas de custos de sistemas com coletores e concentradores 11.6.1. Coletores O custo da instalação solar fotovoltaica nos EUA, em média, varia linearmente (de forma aproximada) durante o ano de 2016, conforme abaixo: 229

Alex Vazzoler

𝐶 = 2100𝑃𝑜𝑡

1 ≤ 𝑃𝑜𝑡 ≤ 18,2 𝑘𝑊

(11.6.1.1)

em que C é o custo total da instalação em dólares ($) e Pot é a potência do sistema fotovoltaico (kW). Este custo é distribuído em uma proporção aproximada: Painéis solares (30% do total), calibração e balanceamento do sistema (20%), Mão-de-obra (15%), impostos e autorizações (15%), manutenção e demais custos operacionais (20%). Para o contexto Brasileiro, o custo de capital será de cerca de 30 a 40% mais alto quando comparado ao americano (multiplicar o valor da equação 11.6.1 por 1,35 para obter-se uma estimativa para um coletor comprado no Brasil). O custo de uma instalação térmica solar depende do tipo coletor utilizado, coletores planos com tubulações de plástico são mais baratos e são aplicados no aquecimento de piscinas, produção de água de banho, e aplicações cuja a temperatura não exceda os 60 C. Coletores com de placa plana com tubulações de metal e sem vácuo atingem os 75

o

C, coletores com vácuo podem atingir temperaturas mais altas. A partir de dados de

o

fabricantes e distribuidoras brasileiras e chinesas, foram levantadas as seguintes correlações de custos entre os períodos de novembro e dezembro de 2019, entre acerca de cinco fabricantes estabelecidos no mercado. Já foram considerados custos com impostos e importação (não foi considerado o frete): Coletor solar com tubos de plástico para aplicações domiciliares:

𝐶 = 170𝐴 + 6,2𝑁𝑡 + 6,4𝑉𝑟

𝑟 2 = 0,9867

(11.6.1.2)

Coletor solar com tubos de meta com caixa e placa de absorção:

𝐶 = 210𝐴 + 8,2𝑁𝑡 + 8,4𝑉𝑟

𝑟 2 = 0,9920

(11.6.1.3)

Coletor solar com tubos de metal sob vácuo:

𝐶 = 350𝐴 + 10,2𝑁𝑡 + 10,2𝑉𝑟

𝑟 2 = 0,9835

(11.6.1.4)

em que A é a área de absorção solar do concentrador ou área projetada do equipamento (m2), Nt é o número de tubos do concentrador e Vr é o volume do reservatório de fluido térmico (litros).

11.6.2. Concentradores Os custos de concentradores variam de forma muito significativa, de fabricante para fabricante. Uma estimativa “otimista” é atribuir um custo de 1200 R$ por m2 de área de

230

Fundamentos de sistemas solares térmicos

espelho (absorção) do concentrador (os custos variam entre 800 e 1800 R$/m2), e atribuir um custo adicional de 30% para os custos de instalação. Por exemplo, um conjunto de cinco concentradores com 9 m2 cada teria um custo de:

𝐶𝐹𝐶 = 1200

𝑅$ 5 . 9𝑚2 1,3 = 70200 𝑅$/𝑏𝑎𝑡𝑒𝑟𝑖𝑎 𝑑𝑒 5 𝑐𝑜𝑛𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑑𝑜𝑟𝑒𝑠 𝑚2

Uma correlação da literatura para o custo fixo de uma bateria de concentradores (CFC) de disco parabólico (em dólares, $) para aplicações de alta performance (vapor superaquecido) pode ser aproximado pela equação abaixo:

𝐶𝐹𝐶 = 1,23 (1160 + 2355,2𝐴𝐶 1,2 )

8,2 ≤ 𝐴𝑐 ≤ 104,8 𝑚2

(11.6.2.1)

em que 𝐴𝐶 é a área de espelho do concentrador (m2). As correlações supracitadas devem ser utilizadas apenas para estimativas de custos de ordem de grandeza (erros de cerca de 10 a 15%) [43].

11.7. Propriedades de fluidos térmicos para sistemas solares O cálculo do coeficiente de transferência de calor (h) em um referido meio é feito por meio da estimativa experimental do número de Nusselt (Nu),

𝑁𝑢 =

ℎ𝐿 𝜆𝑓

(11.7.1)

em que 𝜆𝑓 é a condutividade térmica do fluido e L é o comprimento característico da respectiva geometria. Para um tubo cilíndrico, por exemplo, é o próprio diâmetro interno da tubulação (D). O adimensional de Nusselt é uma função dos números de Reynolds (Re) e Prandtl (Pr),

𝑃𝑟 =

𝑐𝑃 𝜇 𝜆𝑓

(11.7.2)

em que calor específico (cp), da viscosidade (𝜇 ) e da condutividade térmica (𝜆𝑓 ) do fluido. Uma série de correlações são apresentados na Tabela 11.1 incluindo-se fatores de correção (K), aplicada a equação 11.7.3, para casos em que há grande fluxo térmico na superfície dos tubos [132]. 𝐾=

𝑁𝑢 𝜇 𝑛 𝐷 2/3 =( ) =1+( ) 𝑁𝑢0 𝜇𝑤 𝐿

𝑝𝑎𝑟𝑎

𝐿 > 60 𝐷

(11.7.3) 231

Alex Vazzoler Tabela 11.1. Correlações para coeficientes de transferência de calor para vários fluidos [133]. Autor

Correlação

Faixa de validade Correlações gerais

Dittus-Boelter

Sieder-Tate

𝑁𝑢1 = 0,023𝑅𝑒 0,8 𝑃𝑟 0,4

0,7 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 120 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 1,2. 105 𝐿/𝐷 > 60

𝜇𝑏 0,14 𝑁𝑢2 = 0,023𝑅𝑒 0,8 𝑃𝑟1/3 ( ) 𝜇𝑤

0,7 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 120 𝑅𝑒 ≥ 104 𝐿/𝐷 > 60 (tubos lisos)

Hausen

𝑁𝑢3 = 0,037(𝑅𝑒

Pethukov (com o expoente n retirado de Sleicher e Rouse)

𝑁𝑢0,4 com

0,75

− 180)𝑃𝑟

0,42

0,5 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 2000 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 5. 106

𝑓 𝑅𝑒𝑏 𝑃𝑟𝑏 2 [1 + (𝑑/𝐿)2/3 ]

𝜇𝑏 0,14 = ( ) 1,07 + 12,7(𝑃𝑟𝑏 2/3 − 1)(𝑓/2)0,5 𝜇𝑤

0,5 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 2000 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 5. 106

𝑓 = [1,58 𝑙𝑛𝑅𝑒𝑏 − 3,28]−2 Correção para líquidos

𝜇𝑏 0,11 𝑁𝑢4 = 𝑁𝑢0,4 ( ) 𝜇𝑤

Correção para gases

1

𝑇𝑤 𝑛 𝑇𝑤 4 𝑁𝑢4 = 𝑁𝑢0,4 ( ) 𝑐𝑜𝑚 𝑛 = − (𝑙𝑜𝑔 ) + 0,3 𝑇𝑏 𝑇𝑏 Gnielinski (para escoamento turbulento) Com expoente n para Sleicher e Rouse

𝑁𝑢5 = Com

(𝜉/8)(𝑅𝑒𝑏 − 1000)𝑃𝑟𝑏 1 + 12,7√(𝜉/8)(𝑃𝑟𝑏

2/3

− 1)

[1 + (𝑑/𝐿)2/3 ]𝐾

0,5 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 2000 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 5. 106

𝜉 = [1,84 𝑙𝑜𝑔𝑅𝑒𝑏 − 1,64]−2 Correção para líquidos

𝜇𝑏 0,11 𝑁𝑢4 = 𝑁𝑢0,4 ( ) 𝜇𝑤

Correção para gases

1

𝑇𝑤 𝑛 𝑇𝑤 4 𝑁𝑢4 = 𝑁𝑢0,4 ( ) 𝑐𝑜𝑚 𝑛 = − (𝑙𝑜𝑔 ) + 0,3 𝑇𝑏 𝑇𝑏 Correlações específicas para sais fundidos Liu et al.

Wu et al.

𝜇𝑏 0,14 𝑁𝑢6 = 0,0242𝑅𝑒 0,81 𝑃𝑟1/3 ( ) 𝜇𝑤 Regime transitório

𝑁𝑢7,𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠 = 0,00154𝑅𝑒 1,1 𝑃𝑟1/3 Regime turbulento

𝑁𝑢7,𝑡𝑢𝑟𝑏 = 0,02948𝑅𝑒 0,787 𝑃𝑟1/3

12,7 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 14,7 1,7. 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 4,5. 104 1,6 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 23,9 2,3. 103 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 104 1,6 ≤ 𝑃𝑟 ≤ 23,9 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 4,6.104

232

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 11.1. Correlações para coeficientes de transferência de calor para vários fluidos (continuação [133]). Autor

Correlação

Faixa de validade

Correlações específicas para metais líquidos Sódio (Na) líquido Lyon-Martinelli

𝑃𝑒 0,8 𝑁𝑢8 = 7,0 + 0,025 ( ) 𝑃𝑟𝑡 𝑁ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑃𝑒𝑐𝑙𝑒𝑡 𝑃𝑒 = 𝑅𝑒𝑃𝑟 𝑃𝑟𝑡 𝑁ú𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑃𝑟𝑎𝑛𝑑𝑡𝑙 𝑒𝑚 𝑟𝑒𝑔𝑖𝑚𝑒 𝑡𝑢𝑟𝑏𝑢𝑙𝑒𝑛𝑡𝑜

Sleicher-Rouse

𝑃𝑟 ≤ 0,1 104 ≤ 𝑅𝑒 ≤ 106

𝑁𝑢9 ∗ = 6,3 + 0,0167𝑅𝑒𝑓𝑖𝑙𝑚 0,85 𝑃𝑟𝑤 0,93

*Fluxo térmico constante Hausen Com

𝑁𝑢10 = 𝐴 + 0,018𝑃𝑒 0,8 4,5 𝐴 = {5,4 − 9. 10−4 𝑃𝑒 3,6

𝑃𝑒 ≤ 1000 1000 ≤ 𝑃𝑒 ≤ 2000} 𝑃𝑒 ≥ 2000

A condição de razão entre comprimento da tubulação (L) e diâmetro (D) ser maior do que 60, refere-se ao escoamento plenamente desenvolvido. O Valor de Nusselt calculado por meio das equações da Tabela 11.1, refere-se ao valor de Nusselt isotérmico (𝑁𝑢0 ) e para considerar-se o efeito da variação de temperatura ao longo do comprimento da tubulação, é necessário multiplicar-se 𝑁𝑢0 pelo fator K para obter-se o valor real aproximado de Nusselt (Nu) conforme a equação 11.7.3. Este fator K pode ser igualmente compreendido como a razão entre as viscosidades do fluido na temperatura isotérmica (𝜇) e na temperatura de parede (𝜇𝑤 ). Em diversos trabalhos, o valor do expoente n foi aproximado como 0,14 [134]. Nestas equações a temperatura de parede é considerada constante, e há um fluxo de calor da parte externa da tubulação para a parte interna, considerado igualmente constante. As demais propriedades caloríficas de alguns fluidos térmicos são listadas na Tabela 11.2.

Tabela 11.2. Propriedades termofísicas dos fluidos térmicos (unidades em S.I) [133]. Equações para a propriedade

Intervalo de validade

Therminol VP-1 [133]

𝑐𝑃 = 2,82𝑇 + 716 𝜆 = 1,73. 10−7 𝑇 2 + 7,62. 10−6 𝑇 + 0,14 𝜌 = −7,61. 10−4 𝑇 2 − 2,24. 10−1 𝑇 + 1191 𝜇 = (−2,3. 10−5 𝑇 3 + 5,61. 10−3 𝑇 2 − 19,89𝑇 + 1822)−1

285 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 673 𝐾

233

Alex Vazzoler Tabela 11.2. Propriedades termofísicas dos fluidos térmicos (unidades S.I, continuação [133]). Equações para a propriedade

Intervalo de validade

Sais fundidos [135,136]

𝑐𝑃 = 1443 + 0,172(𝑇 − 273,15) 𝜆 = 0,443 + 1,9. 10−4 (𝑇 − 273,15) 𝜌 = 2090 − 0,636(𝑇 − 273,15)

533 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 873 𝐾

𝜇 = 2,2714. 10−2 − 1,2. 10−4 (𝑇 − 273,15) + 2,281. 10−7 (𝑇 − 273,15)2 − 1,474. 10−10 (𝑇 − 273,15)3

𝑐𝑃 = 1560 𝜆 = 0,411 + 4,36. 10

415 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 808 𝐾 −4 (𝑇

− 273,15) − 1,54. 10

−6 (𝑇

− 273,15)

2

𝜌 = 2084 − 0,74(𝑇 − 273,15) 𝜇 = 102,7374 (𝑇 − 273,15)−2,104 𝑐𝑃 = 1634 − 0,33𝑇

403 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 823 𝐾

𝜆 = 0,519

𝜌 = 2240 − 0,827(𝑇 − 273,15) 𝜇 = 106,1374 (𝑇 − 273,15)−3,36406 Metais líquidos [137] Sódio

𝑐𝑃 = 1658,2 − 0,8479𝑇 + 4,4541. 10−4 𝑇 2 − 2,9926. 106 𝑇 −2 𝜆 = 124,67 − 0,11381𝑇 + 5,5226. 10−5 𝑇 2 − 1,1842. 10−8 𝑇 3 𝜌 = 219 + 275,32 (1 −

371 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1255 𝐾

0,5 𝑇 𝑇 ) + 511,58 (1 − ) 2503,7 2503,7

𝑙𝑛𝜇 = −6,4406 − 0,3958𝑙𝑛𝑇 +

556,835 𝑇

Líquidos (em geral)

𝑐𝑃 = 159 − 2,72. 10−2 𝑇 + 7,12. 10−6 𝑇 2 𝜆 = 3,61 − 1,517. 10−2 𝑇 + 1,741. 10−6 𝑇 2 𝜌 = 11096 − 1,3236𝑇 754,14 𝜇 = 4,94. 10−4 𝑒𝑥𝑝 ( ) 𝑇

400 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1500 𝐾

Gases [133] Ar

500 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1500 𝐾

𝑐𝑃 = 0,1805𝑇 + 950,1 𝜆 = 6,22. 10−3 + 7,14. 10−5 𝑇 − 9,72. 10−9 𝑇 2 𝑃 𝜌 = 3,483 𝑇 1,54 𝑇 383,55 𝜇 = 1,716 ( ) ( ) 273,15 𝑇 + 110,4 Ar

500 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1500 𝐾

𝑐𝑃 = 0,1805𝑇 + 950,1 𝜆 = 6,22. 10−3 + 7,14. 10−5 𝑇 − 9,72. 10−9 𝑇 2 𝑃 𝜌 = 3,483 𝑇 1,54 𝑇 383,55 𝜇 = 1,716 ( ) ( ) 273,15 𝑇 + 110,4

234

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 11.2. Propriedades termofísicas dos fluidos térmicos (unidades S.I, continuação [133]). Equações para a propriedade

Intervalo de validade

Gases [133] Dióxido de carbono

650 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1100 𝐾

𝑐𝑃 = 651 + 0,918𝑇 − 3,32. 10−4 𝑇 2 𝜆 = −0,011 + 9,74. 10−5 𝑇 − 1,57. 10−8 𝑇 2 𝑃 𝜌 = 5,2923 𝑇 𝜇 = 5,94. 10−7 + 5,3. 10−8 𝑇 − 1,23. 10−11 𝑇 2 Hélio

500 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1500 𝐾

𝑐𝑃 = 5183 + 8,97. 10−3 𝑇 − 2,58. 10−6 𝑇 2 𝜆 = 0,0708 + 3,33. 10−4 𝑇 − 3,91. 10−8 𝑇 2 𝑃 𝜌 = 0,24055 𝑇 𝜇 = 8,64. 10−6 + 4,23. 10−8 𝑇 − 4,7. 10−12 𝑇 2 Hidrogênio

500 𝐾 ≤ 𝑇 ≤ 1000 𝐾

𝑐𝑃 = 14994 − 1,72𝑇 + 1,72. 10−3 𝑇 2 𝜆 = 5,94. 10−2 + 4,32. 10−4 𝑇 − 3,6. 10−8 𝑇 2 𝑃 𝜌 = 0,24055 𝑇 𝜇 = 3,69. 10−6 + 1,97. 10−8 𝑇 − 3,08. 10−12 𝑇 2 Os fluidos térmicos listados na Tabela 10.2 consistem em líquidos, gases e metais líquidos. Os primeiros fluidos a serem testados foram evidentemente a água e o ar, mas ao longo dos últimos 60 anos diversos outros fluidos térmicos foram avaliados para cada faixa de temperatura da respectiva aplicação. A eficiência média anual de uma planta concentradora solar (torre) está atualmente em torno de 16% e é principalmente limitada pela temperatura do fluido de trabalho. Ao selecionar-se um fluido térmico para a transferência de calor é imperativo que este reduza

os

custos

com

as

aquisições

do

concentrador

solar,

do

sistema

de

armazenamento térmico e trocadores de calor [133]. Ao passo que permite serem atingidas temperaturas suficientemente altas com altos coeficientes de transferência de calor. Diversos fluidos térmicos foram testados ao longo dos últimos cinquenta anos, alguns são listados abaixo [135]: Líquidos para transferência de calor: a) Óleos térmicos: Therminol VP-1, Dowtherm, etc. b) Sais fundidos: Sal solar (60 wt% NaNO3, 40 wt% KNO3), HITEC (7 wt% NaNO3, 40 wt% NaNO2, 53 wt% KNO3), HITECXL (7 wt% NaNO3, 45 wt% KNO3, 48 wt% Ca(NO3)2), etc. 235

Alex Vazzoler

c) Metais líquidos: Sódio líquido (Na), Bismuto-chumbo eutético, LBE (44,5 wt% Pb e 55,5 wt% Bi), etc. Gases para transferência de calor: a) Gases pressurizados: Ar, CO2, He, H2. b) Fluidos supercríticos: s-CO2, s-H2O. A distinção entre líquido, gás e fluidos bifásicos é necessária porque não há limite de temperatura para gases e vapor pressurizados, ao contrário dos líquidos que podem operar somente até a sua temperatura de ebulição ou de decomposição, no caso de substâncias com problemas de estabilidade térmica. Na verdade, os óleos orgânicos tendem a decompor-se a temperaturas em torno de 400 °C. Já Nitratos inorgânicos, podem exceder a faixa de 530-600 °C, e solidificam-se entre 130 a 220 °C, conforme sua composição [135]. Uma visão geral dos limites de temperatura de alguns fluidos térmicos empregados em sistemas solares é resumido na Tabela 11.3. As partículas em suspensão de carbeto de silício (SiC) estão inclusas, por comportarem-se similarmente a líquidos [133]. Tabela 11.3. Faixa de temperatura operacional para diferentes fluidos térmicos [133]. Fluido de transferência de calor Óleos térmicos Therminol VP-1 Sais fundidos Sal solar HITEC HITEC XL

Intervalo de temperatura (℃) 12-400

260-600 140-530 130-550

Metais líquidos Sódio Bismuto-chumbo eutético, LBE

98-883 125-1670

Partículas em suspensão Carbeto de silício

0 - 1800

Para os fluidos da Tabela 11.3 e utilizando-se as correlações para cálculo do número de Nusselt da Tabela 11,1 e das propriedades da Tabela 11.2. Foram construídos os gráficos das figuras 11.8 a 11.11. Estes gráficos podem ser utilizados como uma estimativa rápida para os coeficientes de transferência de calor para as condições

236

Fundamentos de sistemas solares térmicos

especificadas em cada caso. Para os demais casos, é fornecida uma ordem de grandeza do valor a ser estimado pelas correlações listadas nas tabelas 11.1 e 11.2. Nas Figuras 11.8 e 11.9 são representadas as curvas dos coeficientes de transferência de calor para o Therminol VP-1 e para diferentes sais fundidos, em tubos com diâmetro de 0,025 m, velocidade de escoamento de 2 m.s-1, com fluxo térmico de 500 kW.m-2 [132].

Figura 11.8. Coeficiente de transferência de calor do Therminol VP-1 em função da temperatura, a velocidade de 2 m.s-1, estimado pela correlação de Gnielinski [132].

Figura 11.9. Comparação entre diferentes coeficientes de transferência de calor de sais fundidos em função da temperatura, a velocidade de 2 m.s-1, estimado pela correlação de Gnielinski [133].

237

Alex Vazzoler

As figuras 11.10 e 11.11 de forma similar aos gráficos anteriores representam as curvas dos coeficientes de transferência de calor para metais líquidos e gases.

Figura 11.9. Comparação entre diferentes coeficientes de transferência de calor de metais líquidos em função da temperatura, a velocidade de 2 m.s-1, estimado pela correlação de Cheng et al [133].

Figura 11.9. Comparação entre diferentes coeficientes de transferência de calor de gases em função da temperatura, a velocidade de 2 m.s-1, estimado pela correlação de Gnielinski.

238

Fundamentos de sistemas solares térmicos

11.8. Água como fluido térmico em sistemas solares Água tem boas propriedades físicas como fluido de transferência de calor, sendo o mais barato e amplamente utilizado. Todavia, é um fluido de trabalho que pode ser instável e difícil de monitorar a altas temperaturas ou pressões. Água é quimicamente estável até temperaturas muito altas, mas ocorre transição de fase de líquido para vapor, o que tornará a temperatura dependente da pressão (na saturação há apenas um grau de liberdade). Quanto maior for a pressão, maior será a temperatura de saturação em que ocorrerá a vaporização. Consequentemente, para aquecimento a altas temperaturas será necessário operar com pressões elevadas. Algumas complicações operacionais se originam do fator anteriormente citado [138]: - Paredes de tubo espessas: são um obstáculo para a transferência de calor; - É necessário um sistema de separação entre líquido saturado e vapor saturado devido as suas diferentes propriedades térmicas: como por exemplo nas caldeiras, em que os tubulões funcionam como um sistema de termossifão para produção de vapor. Enquanto a água saturada circula continuamente dentro do sistema de tubos da caldeira, o vapor é retirado por um conjunto de válvulas no topo do tubulão superior; - O controle de nível em sistemas em ebulição a alta pressão é complexo, exigindo sistemas auxiliares aos sensores de nível como sensores de pressão e de vazão. Finalmente, o limite superior de utilização da água como um fluido de transferência de calor no estado saturado para os ciclos termodinâmicos são de 374 °C e 221 bar, ponto crítico da água [138]. Acima deste valor é considerado um fluido supercrítico. Superaquecimento de vapores na pressão abaixo da pressão crítica permite aumentar a temperatura de trabalho. Por exemplo, uma planta solar com uma torre central de sal tipicamente pode produzir vapor a 550 °C e 126 bar [54]. O fluxo de água em saturação (ebulição) pode ser segregado em seis zonas (a-f) e a região de vapor superaquecido [133]: a) Região da água líquida ou subresfriada; b) Início da ebulição nuclear (ONB); c) Ebulição plenamente desenvolvida (FDB); d) Região de ebulição parcial (NVG); e) Região com fração de vazio significativa; f) Região de vapor saturado; g) Região de vapor superaquecido. 239

Alex Vazzoler

Será usado o método para o cálculo do coeficiente de transferência de calor durante a ebulição da água, descrito em detalhes por Kandlikar, 1997 [139]. A figura 11.10 é segmentada em seis regiões (itens a a f). A água está líquida na primeira e segunda regiões, na terceira região a temperatura da parede ultrapassará a temperatura de ebulição, formando bolhas. Outras três regiões: ebulição plenamente desenvolvida, ebulição parcial, formação de vazios (vapor saturado) virão a seguir conforme abaixo.

Figura 11.10. Representação do escoamento de água em ebulição.

240

Fundamentos de sistemas solares térmicos

a) Região de água líquida ou subresfriada O coeficiente de transferência de calor na região de água líquida (hl) é calculado através da correlação de Petukhov, com o respectivo fator K, já apresentada na Tabela 11.1. Um procedimento iterativo é necessário para calcular a temperatura de parede (𝑇𝑤 ) em função da temperatura de ebulição (𝑇𝑏 ) e do fluxo térmico (q). b) Início da ebulição nuclear (ONB) A região de ebulição sub-resfriada começa com o Início da ebulição nuclear ONB (ponto C na Figura 11.10). O superaquecimento da parede ΔTsat é a diferença entre a temperatura da parede (Tw) e a temperatura de saturação do líquido (Tb). O subresfriamento do líquido ΔTsub é a diferença entre a temperatura de saturação e a temperatura bulk do líquido (T). Ambos ΔTsat e ΔTsub são positivos na região sub-resfriada. A diferença de temperatura de 𝑂𝑁𝐵 superaquecimento em ONB, ∆𝑇𝑠𝑎𝑡 é estimada a partir da equação 11.7.4 [129],

𝑞𝑂𝑁𝐵 =

𝜆𝑙 2 (∆𝑇𝑂𝑁𝐵 𝑠𝑎𝑡 ) 8𝜎𝑣𝑙𝑔 𝑇𝑠𝑎𝑡

(11.8.1)

em que 𝜆𝑙 é o calor latente específico de vaporização, σ é a tensão superficial, 𝑣𝑙𝑔 a diferença de volume específico entre água líquida e vapor na temperatura de saturação. 𝑂𝑁𝐵 Uma vez conhecido o valor de ∆𝑇𝑠𝑎𝑡 calcula-se a diferença de temperatura no 𝑂𝑁𝐵 subresfriamento ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 ,

𝑂𝑁𝐵 ∆𝑇𝑠𝑎𝑡

𝑂𝑁𝐵 𝜆𝑙 𝑙𝑙𝑔 ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 4𝜎𝑇𝑠𝑎𝑡 ℎ𝑙0 √ = (1 + ) 𝜆𝑙 𝑙𝑙𝑔 2𝜎𝑇𝑠𝑎𝑡 𝑣𝑙𝑔 ℎ𝑙0

(11.8.2)

em que ℎ𝑙0 é o coeficiente de transferência de calor do líquido calculado pela equação de Petukhov, com o respectivo coeficiente de correção, K. 𝑂𝑁𝐵 Um processo iterativo é necessário para resolver a equação 11.7.5 para um ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 em 𝑂𝑁𝐵 um dado ∆𝑇𝑠𝑎𝑡 . As propriedades nas equações 11.7.4 e 11.7.5 são estimadas na

temperatura de saturação, Tsat, exceto por ℎ𝑙0 que é calculada na temperatura bulk

do fluido, Tb.

241

Alex Vazzoler

c) Região de ebulição plenamente desenvolvida (FDB) Após o início da ebulição nuclear (ONB), dois modos de transferência de calor são combinados: transferência de calor em fase líquida e ebulição nuclear. A FDB começa quando a transferência de calor se deve essencialmente a ebulição nuclear. O modelo definido por Kandlikar, 1990 [140] é aplicado considerando-se que na região de FDB a presença de escoamento bifásico (equilíbrio líquido-vapor) é desprezível. Logo a ebulição nuclear é considerada a responsável pela transferência de calor. A equação para o cálculo da transferência de calor na região em que a ebulição nuclear é dominante, é expressa pela equação 11.8.3 [141],

ℎ𝑇𝑃 = 1058𝐵𝑜0,7 ℎ𝑙𝑜

(11.8.3)

em que ℎ 𝑇𝑃 é o coeficiente de transferência de calor na região de FDB e Bo é o número de ebulição,

𝐵𝑜 =

𝑞̇ 𝑚̇𝑙𝑙𝑔

(11.8.4)

com 𝑚̇ representado a vazão mássica em escoamento pelo tubo. A transferência de calor na região de FDB para escoamento subresfriado é expressa como função da diferença de temperatura entre a água e a parede [141],

𝑞 = ℎ𝑇𝑃 ∆𝑇𝑠𝑎𝑡 = ℎ𝐹𝐷𝐵 (∆𝑇𝑠𝑎𝑡 + ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 )

(11.8.5)

Pela combinação das equações 11.8.3 a 11.8.5, a expressão para q na região de FDB é obtida pela equação,

𝑞 = [1058(𝑚̇𝑙𝑙𝑔 )

−0,7

1/0,3

ℎ𝑙𝑜 ∆𝑇𝑠𝑎𝑡 ]

(11.8.6)

Para estimar o ponto onde se inicia o FDB, note que o ponto E na Figura 11.10, o modelo proposto por Bowring [142] é utilizado. A intersecção entre os coeficientes de transferência de calor em fase líquida e a região de FDB para líquido subresfriado, chamado de ponto F, a ser identificado pela equação de fluxo térmico 𝑞 =

ℎ𝑙𝑜 (∆𝑇𝑠𝑎𝑡 + ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 ) para fase líquida e a equação 11.8.6 para a região de FDB. Uma vez combinadas, estas duas equações fornecem a expressão:

1058(𝑚̇𝑙𝑙𝑔 )

−0,7

𝑞𝐹 − 𝑞𝐹 0,3 − 1058ℎ𝑙𝑜 (𝑚̇𝑙𝑙𝑔 )

−0,7

∆𝑇𝑠𝑢𝑏,𝐹 = 0

(11.8.7)

A relação entre o fluxo térmico no ponto F (qF) e no ponto E, é

242

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝑞𝐹 =

𝑞𝐸 1,4

(11.8.8)

Um processo iterativo é necessário para resolver a equação 11.8.7 para ∆Tsub em um dado 𝑞𝐹 e a vazão mássica (𝑚̇). Note que ∆Tsub é o mesmo nos pontos F e E, no início da região de FDB. Então ∆Tsat,FDB é determinado pela equação 11.8.6 e finalmente hFB é estimado pela equação 11.8.5 para qualquer ponto na região FDB. Cujo o valor de ∆Tsub 𝑁𝑉𝐺 está compreendido entre o ∆Tsub do ponto E e ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 no início da região de escoamento

com bolhas grandes, ou vazios (void flow region).

d) Região de ebulição parcial A região de ebulição parcial é identificada como a região entre ONB e o início de FDB, respectivamente os pontos C e E da Figura 11.10. Para assegurar uma transição suave entre a região de escoamento líquido monofásico, a região de ebulição parcial e por fim a região de FDB. Será utilizado o método proposto por Kandlikar [140,141], aplicável se há diferença no fluxo térmico entre ONB e o ponto E. Em concentradores solares o fluxo térmico é considerado uniforme ao longo da superfície, mas pode ser considerada uma diferença próxima de zero entre ONB e E:

𝑞𝐸 − 𝑞𝑂𝑁𝐵 = 10−5 𝑊. 𝑚−2

(11.8.9)

A taxa de transferência de calor é obtida conforme a expressão,

𝑞 = 𝑎 + 𝑏(𝑇𝑤 − 𝑇𝑠𝑎𝑡 )

(11.8.10)

As equações para determinar os valores dos coeficientes b, a, m, p e c são os seguintes:

𝑏=

𝑞𝐸 − 𝑞𝑂𝑁𝐵 𝑚

(∆𝑇𝑠𝑎𝑡,𝐸 ) − (∆𝑇𝑠𝑎𝑡,𝑂𝑁𝐵 )

𝑎 = 𝑞𝑂𝑁𝐵 − 𝑏(∆𝑇𝑠𝑎𝑡,𝑂𝑁𝐵 ) 𝑚 = 𝑐 + 𝑝𝑞 𝑝=(

1 1 − 1) 0,3 𝑞𝐸 − 𝑞𝑂𝑁𝐵

𝑐 = 1 − 𝑝𝑞𝑂𝑁𝐵

𝑚

𝑚

(11.8.11)

(11.8.12) (11.8.13) (11.8.14) (11.8.15)

243

Alex Vazzoler

Por discretização da região de ebulição parcial e interpolação linear do fluxo térmico entre ONB e E, a temperatura de parede (Tw) pode ser determinada pela equação 11.8.10 para cada ponto da discretização.

𝑞𝑖 = 𝑞𝑂𝑁𝐵 + (𝑞𝐸 − 𝑞𝑂𝑁𝐵 )

(11.8.16)

em que N é o número de intervalos aplicados a discretização e i ∈ [0,N] é o respectivo índice da iteração do ponto considerado.

𝑇𝑤,𝑖+1 = 𝑇𝑠𝑎𝑡 +

𝑞𝑖 − 𝑎𝑖 𝑏𝑖

(11.8.17)

Note que 𝑞𝑖 , 𝑚𝑖 , 𝑏𝑖 e 𝑎𝑖 precisam ser calculados para cada iteração. Então, pela aproximação do calor específico entre os pontos (i) e (i+1) como 𝑐𝑝 (𝑇𝑏,𝑖 ), a temperatura bulk do líquido pode ser calculado pela fórmula:

𝑇𝑏,𝑖+1 = 𝑇𝑏,𝑖 +

𝑐𝑝 (𝑇𝑏,𝑖 ) 𝑇𝐸 − 𝑇𝑂𝑁𝐵 𝑁 𝑐̅𝑝,𝑒𝑏𝑢𝑙𝑖çã𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑐𝑖𝑎𝑙

(11.8.18)

em que 𝑐̅𝑝,𝑒𝑏𝑢𝑙𝑖çã𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑐𝑖𝑎𝑙 é o calor específico médio entre 𝑇𝑂𝑁𝐵 e 𝑇𝐸 . Supondo-se que 𝑇𝑏,0 =

𝑇𝑏,𝑂𝑁𝐵 e 𝑇𝑏,𝑁 = 𝑇𝑏,𝐸 . Usualmente o valor de N varia entre 40 e 60 unidades, e a partir das temperaturas calculadas é estimado o coeficiente de transferência de calor.

e) Região com vazio significativo (significant void flow region) O ponto em que há geração maciça de vapor (NVG, net vapor generation) identifica o local no qual, no escoamento subresfriado, a fração maciça de vapor começa a tornarse significativa. O título do vapor na saturação é definido como:

𝑥=

𝑙𝑙 − 𝑙𝑠𝑎𝑡 ∆𝑇𝑠𝑢𝑏 = −𝑐𝑝,𝑙 𝑙𝑙𝑔 𝑙𝑙𝑔

(11.8.19)

O título será negativo na região de líquido subresfriado. A correlação desenvolvida por Kandlikar [139], para o limite de 𝑅𝑒𝑙 𝑃𝑟𝑙 > 70.000, é utilizada para estimar o título na região de NVG:

𝑥𝑁𝑉𝐺 = −154𝐵𝑜

(11.8.20)

Segundo [84] as correlações de propriedades para vapor saturado são aplicáveis a esta região.

O título, normalmente utilizado nestas correlações é substituído por uma

244

Fundamentos de sistemas solares térmicos

grandeza termodinâmica chamada “título aparente”, xa, aplicado para cálculos de nãoequilíbrio.

𝑥𝑎 =

𝑥 − 𝑥𝑁𝑉𝐺 𝑒𝑥𝑝 (𝑥

𝑥

𝑁𝑉𝐺

1 − 𝑥𝑁𝑉𝐺 𝑒𝑥𝑝 (𝑥

𝑥

𝑁𝑉𝐺

− 1) (11.8.21)

− 1)

Uma vez que o título aparente, xa, é estimado as correlações apresentadas oir Kandlikar [140] podem ser aplicadas. Para estas correlações, em um escoamento bifásico, a relação entre o coeficiente de transferência de calor em regime bifásico (hTP) e líquido (hlo) para um número de Froude (Fr) maior do que 0,04, é expresso pela equação 11.8.23.

𝐹𝑟 =

𝑢

(11.8.22)

√𝑔𝐿

em que u é a velocidade média de escoamento da água, g é a aceleração da gravidade e L é o comprimento característico. Para um tubo em particular será o próprio diâmetro interno da tubulação.

ℎ𝑇𝑃 = 𝐶1 𝐶0 𝐶2 + 𝐶3 𝐵𝑜𝐶4 ℎ0

(11.8.23)

Em que C0 é o número de convecção definido como:

1 − 𝑥𝑎 0,8 𝜌𝑔 𝐶0 = ( ) √ 𝑥𝑎 𝜌𝑙

(11.8.24)

Observe que é utilizado título aparente (xa) na equação 11.8.24, ao invés do título (x). Os valores dos parâmetros C1 a C4 dependem do regime de escoamento, e são listados na Tabela 11.4.

Tabela 11.4. Valores dos parâmetros C1 a C4 utilizados para a equação 11.7.26. Constantes

C1 C2 C3 C4

Região de ebulição convectiva 1,1360 -0,9 667,2 0,7

Região de ebulição nuclear 0,6683 -0,2 1058,0 0,7

245

Alex Vazzoler

O coeficiente de transferência de calor é calculado para as duas regiões (duas colunas de constantes), e o maior valor dentre os dois coeficientes é o valor adequado pela metodologia proposta. f) Região de vapor saturado Para estimativas de propriedades de vapor saturado podem ser encontradas diversas correlações na literatura. Abaixo são listadas algumas correlações. Uma correlação aproximada utilizada na indústria que fornece uma boa estimativa da temperatura de saturação é conhecida como “Square-root-Square-root formula” e é aplicável no intervalo de pressão absoluta de 0 a 200 bar com um erro que flutua entre 0,33 a 2,85% quando comparado aos resultados do Hysys (NBS Steam – NBS 1984 Steam Tables) [143,144]: 4

𝑇(℃) = 100 √𝑃

ou

𝑇 4 𝑃=( ) 100

(11.8.25)

A partir dos dados das tabelas de vapor saturado de Smith et al. [96] foram obtidas as correlações listadas abaixo: 𝑉𝑎𝑟𝑖𝑎çã𝑜 𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙𝑝𝑖𝑎 ∆𝐻 𝑠𝑎𝑡 (𝐽/𝑚𝑜𝑙) = 2406,18 − 0,41333𝑇 − 0,00966𝑇 2 𝑅 2 = 0,997266

(11.8.26)

𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑣𝑎𝑝𝑜𝑟 𝑙𝑜𝑔𝜌 𝑠𝑎𝑡 = 9,0 10−8 𝑇 3 − 7,0. 10−5 𝑇 2 + 0,0262𝑇 − 5,2457 𝑅2 = 0,9999

(11.8.27)

𝐷𝑒𝑛𝑠𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 𝑑𝑜 𝐿í𝑞𝑢𝑖𝑑𝑜 𝑝𝑎𝑟𝑎

𝜌 𝑠𝑎𝑡 = −3,0 10−6 𝑇 2 − 6,0 10−5 𝑇 + 0,9935

7,74 10−6 ≤ 𝜌 𝑠𝑎𝑡 ≤ 0,0654 𝑔/𝑐𝑚3

6,98 ≤ 𝑇 ≤ 320,74 ℃

𝑅 2 = 0,9990

(11.8.28)

1 ≤ 𝑃 ≤ 11400𝑘𝑃𝑎

Correlações para o cálculo das propriedades do vapor saturado em condições mais severas de pressão (3400 a 17200 kPa) [145]: 𝑇(℃) = 35,6784 𝑃 0,235

(11.8.29)

𝑘𝐽 𝐻 𝑠𝑣 ( ) = 2,802,4 − 1,6038. 10−5 (𝑃 − 3124,9)1,73808 𝑘𝑔

(11.8.30)

g) Região de vapor superaquecido Na região de vapor superaquecido é mais difícil constituir correlações empíricas para estimativas de custo. O Site da Spirax Sarco disponibiliza uma ferramenta online precisa

246

Fundamentos de sistemas solares térmicos

e confiável para o cálculo da maior parte das propriedades do vapor superaquecido. Uma opção usual é a utilização de tabelas, como a Tabela E do livro de Smith et al. [96].

247

Capítulo

Alex Vazzoler

12 1

Anexo 2 – normas e informações técnicas

248

Fundamentos de sistemas solares térmicos

12. Anexo 2 – Normas e informações técnicas

12.1. Normas relacionadas a sistemas solares e de aquecimento – nacionais Para fins de etiquetagem, este regulamento aplica-se a: - Coletores solares planos, abertos ou fechados, para aplicação banho ou piscina com área mínima de 1 m2; - Sistemas acoplados - Reservatórios térmicos com volumes padronizados em: 100, 150, 200, 250, 300, 400, 500, 600, 800 e 1000 litros. Normas para aquecimento solar em vigência (fevereiro de 2020) ABNT NBR 15569:2020 Sistema de aquecimento solar de água em circuito direto — Requisitos de projeto e instalação ABNT NBR 15747-1:2009 Sistemas solares térmicos e seus componentes – Coletores solares: Parte 1 – requisitos gerais. ABNT NBR 15747-2:2009 Sistemas solares térmicos e seus componentes – Coletores solares: Parte 2 – métodos de ensaio. ABNT NBR 10185-1988: reservatórios térmicos para líquidos destinados a sistemas de energia solar – Determinação de desempenho térmico.

Higienização e Manutenção ABNT NBR 13971:2014 Sistemas de refrigeração, condicionamento de ar, ventilação e aquecimento — Manutenção programada. ABNT NBR 14679:2012 Sistemas de condicionamento de ar e ventilação — Execução de serviços de higienização. ABNT NBR 15848:2010 Sistemas de ar condicionado e ventilação – Procedimentos e requisitos relativos às atividades de construção, reformas, operação e manutenção das instalações que afetam a qualidade do ar interior (QAI).

Fluído Frigorífico – Meio Ambiente ABNT NBR 15976:2011 Redução das emissões de fluidos frigoríficos halogenados em equipamentos e instalações estacionárias de refrigeração e ar condicionado — Requisitos gerais e procedimentos. ABNT NBR 15976:2011 Redução das emissões de fluidos frigoríficos halogenados em equipamentos e instalações estacionárias de refrigeração e ar condicionado — Requisitos gerais e procedimentos. ABNT NBR 15960:2011 Fluidos frigoríficos — Recolhimento, reciclagem e regeneração (3R) — Procedimento. ABNT NBR 15833:2010 Manufatura reversa – Aparelhos de refrigeração.

249

Alex Vazzoler ABNT NBR ISO 11650:2008 Desempenho de equipamento de recolhimento e/ou reciclagem de fluidos refrigerantes.

Normas Técnicas Projeto NBR 7256:2005 - Tratamento de Ar em Estabelecimentos Assistenciais de Saúde (EAS) Requisitos para projeto e execução das instalações. ABNT NBR 14518:2000 Sistemas de ventilação para cozinhas profissionais. NBR 16401:2008 Instalações de Ar-Condicionado Sistemas Centrais e Unitários. Parte 1: Projetos das instalações Parte 2: Parâmetros de conforto térmico Parte 3: Qualidade do ar interior ABNT NBR 10080:1987 Instalações de ar-condicionado para salas de computadores – Procedimento.

Normas Técnicas Ensaio ABNT NBR 16101:2012 Filtros para partículas em suspensão no ar — Determinação da eficiência para filtros grossos, médios e finos. ABNT NBR ISO 29463-1:2013 Filtros e meios filtrantes de alta eficiência para remoção de partículas no ar. Parte 1: Classificação, ensaio de desempenho e identificação. ABNT NBR ISO 29463-5:2014 Filtros de alta eficiência e meios filtrantes para remoção de partículas no ar Parte 5: Métodos de ensaio de elementos filtrantes. ABNT NBR 10085:1987 Medição de temperatura em condicionamento de ar-procedimento. ABNT NBR 9792:1987 Torres de resfriamento de água - Teste para verificação do desempenho em torres de tiragem mecânica - Método de ensaio. ABNT NBR 11215:1990 Equipamentos unitários de ar-condicionado e bomba de calor Determinação da capacidade de resfriamento e aquecimento - Método de ensaio.

Normas Técnicas ABNT Segurança ABNT NBR 14880:2014 Saídas de emergência em edifícios — Escada de segurança — Controle de fumaça por pressurização. ABNT NBR 14518:2000 Sistemas de ventilação para cozinhas profissionais. ABNT NBR 13598:2011 Vasos de pressão para refrigeração. ABNT NBR 16069:2010 Segurança em sistemas frigoríficos.

Normas Técnicas ABNT Refrigeração ABNT NBR 15826:2010 Compressores para refrigeração — Métodos de ensaio. ABNT NBR 15828:2010 Compressores para refrigeração — Apresentação dos dados de desempenho.

250

Fundamentos de sistemas solares térmicos ABNT NBR 15772-1:2009 Transporte refrigerado — Equipamento de refrigeração mecânica Parte 1: Classificação e identificação. ABNT NBR 15772-2:2009 Transporte refrigerado – Equipamento de refrigeração mecânica Parte 2: Métodos de ensaio. ABNT NBR 15773-1:2009 Transporte refrigerado - Dispositivos de refrigeração por armazenamento térmico Parte 1: Classificação e identificação. ABNT NBR 15773-2:2009 Transporte refrigerado — Equipamento de refrigeração por dispositivo de armazenamento térmico Parte 2: Métodos de ensaio. ABNT NBR ISO 23953-1:2009 Expositores refrigerados Parte 1: Vocabulário. ABNT NBR ISO 23953-2:2009 Expositores refrigerados Parte 2: Classificação, requisitos e condições de ensaio. ABNT NBR 15627-1:2008 Condensadores a ar remotos para refrigeração Parte 1: Especificação, requisitos de desempenho e identificação. ABNT NBR 15627-2:2008 Condensadores a ar remotos para refrigeração Parte 2: Método de ensaio. ABNT NBR 15371:2006 Evaporadores tipo circulação forçada para refrigeração - Especificação, requisitos de desempenho e identificação. ABNT NBR 15372:2006 Resfriadores de ar para refrigeração - Métodos de ensaio. ABNT NBR 15374-2:2006 Equipamento de refrigeração monobloco para câmaras frigoríficas Parte 2: Ensaios.

Normas técnicas para vasos de pressão (nacionais e internacionais, incluindo normas internas da Petrobras) A 263 Standart Specification For Stainless Chromium Steel-Clad Plate A 264 Standard Specification for Stainless Chromium-Nickel Steel-Clad Plate A 265 For Nickeland Nickel-Base Alloy-Clad Steel Plate ABENDE DC-001 Personal Qualification and Certification in Non Destructive Testing (Supplementary document) ABENDE NA-001 Personal Qualification and Certification in Non Destructive Testing ABNT NBR 11889 Bobinas Grossas e Chapas Grossas de Aço-Carbono ABNT NBR 5874 Terminologia de Soldagem Elétrica ABNT NBR 6123 Forças Devidas ao Vento em Edificações ANSI B 1.1 Unified Screw Threads ANSI B 16.11 Forged Steel Fittings Socket-Welding and Threaded ANSI B 16.20 Ring-Joint Gasket and Grooves for Steel Pipe Flanges ANSI B 16.5 Pipe Flanges and Flanged Fittings ANSI B 18.2 Square and Hex Nuts

251

Alex Vazzoler API RP 520 Recommended Practice for The Desing and Installation of Pressure Relieving Systems in Refineries API RP 601 Metallic Gaskets for Raised-Face Pipe Flanges and Flanged Connections API RP-605 Large Diameter Carbon-Steel Flanges API RP-618 Reciprocating Compressors for General Refinery Services API STD 660 Shell-And-Tabe Heat Exchangers For General Refinery Services Seventh ASME Sections VIII and IX Boiler and Pressure Vessel Code ASME Section I and Section VIII, Divisions 1 and 2 - Case 2235 Use de Ultrasonic Examination in Lieu de Radiography ASME Sec I Power Boilers ASME Sec II Boiler and Pressure Vessel Code ASME Sec IX Boiler and Pressure Vessel Code ASME Sec V Boiler and Pressure Vessel Code ASME Sec VIII Division I - Boiler and Pressure Vessel Code ASTM A 20 General Requirements for Steel Plates for Pressure Vessels ASTM A 435 Standard Especification for Straight-Beam Ultrasonic Examination of Steel Plates ASTM A 578/578 M Standard Especification for Straight-Beam Ultrasonic Examination of Plain and Clad Steel Plates for Special Applications ASTM E 1268 Standard Practice For Assessing The Degree of Bending or Orientation of Microstructures ASTM E 92 Standard Test Method for Vickers Hardness of Metallic Materials BS 5500 Specification for Unifired Fusion Welded Pressure Vessels CEN EN 45013 General Criteria for Certification Bodies Operating Certification of Personnel CEN EN 473 Qualification and Certification os Nondestructive Testing Personnel – General Principles EG-84/01 Critérios de projeto - válvula de segurança de alívio (PSV) EG-86/01 Critérios de projeto - válvula de controle EG-90/01 Identificação de utilidades e serviços auxiliares para fluxograma ISO-9712 Non Destructive Testing - Qualificaton and Certification of Personnel MSS SP 44 Steel pipe Line Flanges MSS SP 6 Standart Finishes for Contact Faces of Pipe Flanges and Connecting-end Flanges of Valves and Fittings N-0133 Soldagem N-0253 Projeto de Vaso de Pressão N-0266 Apresentação de Projeto de Vaso de Pressão N-0268 Fabricação de Vaso de Pressão N-0269 Montagem de Vaso de Pressão

252

Fundamentos de sistemas solares térmicos N-0300 Detalhes de Aterramento Empregando-se Conectores Mecânicos N-0466 Projeto Mecânico de Trocador de Calor Casco e Tubo N-1018 Identificação de Tanques e de Vaso de Pressão N-1278 Algarismos e Letras para Identificação de Equipamentos N-1281 Projeto de Esfera N-1438 Soldagem N-1492 Permutador de Calor - Folha de Dados N-1500 Vasos de Pressão - Folhas de Desenhos e de Dados N-1521 Identificação de Equipamentos Industriais N-1556 Vaso de Pressão - Requisição de Material N-1557 Permutador de Calor - Requisição de Material N-1598 Ensaio Não Destrutivo - Partícula Magnética N-1704 Projeto de Vaso de Pressão para Serviços com H2 N-1706 Projeto de Vaso de Pressão para Serviço com H2S N-1707 Projeto Vaso de Pressão com Revestimento N-1738 Descontinuidades em Juntas Soldadas, Fundidos, Forjados e Laminados N-1756 Projeto de Proteção Contrafogo em Instalação Terrestre N-1757 Aplicação de Proteção Contrafogo em Instalação Terrestre N-1786 Para-Raios de Linha N-1787 Para-Raios de Linha - Folha de Dados N-1858 Projeto e Fabricação de Resfriadores a Ar N-1859 Consumível de Soldagem Com Propriedade Assegurada N-1862 Projeto e Fabricação de Bandeja e Outros Internos de Torre N-2012 Bocal de Vaso de Pressão N-2013 Suporte para Vaso de Pressão Horizontal N-2014 Suportes para Vaso de Pressão Vertical N-2049 Acessório Interno de Vaso de Pressão N-2054 Acessório Externo de Vaso de Pressão N-2159 Acessório de Trocador de Calor N-2163 Soldagem ou Trepanação em Equipamentos, Tubulações Dutos em Operação N-2301 Elaboração da Documentação Técnica de Soldagem NACE MR 0175 Sulfide Stress Cracking Resistant Metallic Materials for Oilfield Equipment NACE RP 0472 Methods and Controls to Prevent In-service Cracking of Carbon Steel NACE TM 0177 Test Method for Laboratory Testing of Metals for Resistance to Sulfide Stress Cracking in H2S Environments

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Alex Vazzoler NACE TM 0284 Evaluation of Pipeline Steels and Pressure Vessels Steels for Resistance to Hydrogen-Induced Cracking Procedimento AB-RE: Critérios para seleção dos materiais de tubulações e vasos de pressão em serviços com H2S, H2, tóxicos e com enxofre. Procedimento AB-RE: Requisitos para ligações tubos x espelho em permutadores de calor. TEMA Standards of Tubular Exchanger Manufacturers Association WCR Bulletim 107 e 297 (Suplemento): Local Stresses in Spherical and Cylindrical Shells Due To External Loadings

Normas técnicas para vasos de pressão (nacionais e internacionais, incluindo normas internas da Petrobras) API STD 650 Welded Steel Tanks for oil Storage - Eighth Edition - November 1988 ASME B 16.5 Pipe Flanges and Flanged Fittings N-0075 Abreviatura para os Projetos Industriais N-0270 Projeto de tanque atmosférico N-0271 Montagem de tanque atmosférico N-0300 Detalhes de aterramento empregando-se conectores mecânicos N-1018 Identificação de Tanque e de Vaso de Pressão N-1205 Pintura externa de tanque N-1521 Identificação de Equipamentos Industriais N-1541 Tanque de Armazenamento - folhas de dados N-1742 Tanque de Teto Flutuante - Selo PW N-1743 Fabricação e Montagem do Selo PW N-1888 Fabricação de Tanque Atmosférico N-1958 Apresentação de Projeto de Tanque Atmosférico N-2050 Corta-Chamas para Petróleo e Derivados - Folha de Dados N-2051 Corta-Chamas para Petróleo e Derivados N-2091 Tanque de Armazenamento - Requisição de Material

Normas técnicas para tubulações (nacionais e internacionais, incluindo normas internas da Petrobras) ABNT NBR 10004 Resíduos Sólidos ABNT NBR 10158 Tampão Circular de Ferro Fundido - Dimensões; ABNT NBR 10160 Tampão Circular de Ferro Fundido ABNT NBR 10843 Tubos de PVC Rígido para Instalações Prediais de Águas Pluviais

254

Fundamentos de sistemas solares térmicos ABNT NBR 10845 Tubos de Poliester Reforçado com Fibras de Vidro, com Junta Elástica, para Esgotos Sanitários ABNT NBR 11852 Caixa de Descarga ABNT NBR 5645 Tubo Cerâmico para Canalizações ABNT NBR 5648 Sistemas prediais de água fria - tubos e conexões PVC 6,3, PN 750 kPa com junta soldável ABNT NBR 5688 Sistemas Prediais de Água Pluvial, Esgoto Sanitário e Ventilação - Tubos e Conexões de PVC, tipo DN - Requisitos ABNT NBR 7229 Projeto, Construção e Operação de Sistemas de Tanques Sépticos ABNT NBR 7362-1 Sistemas Enterrados para Condução de Esgoto - Parte 1: Requisitos para Tubos de PVC com Junta Elástica ABNT NBR 7661 Tubo de Ferro Fundido Centrifugado, de Ponta e Bolsa, para Líquidos sob Pressão, com Junta Não Elástica ABNT NBR 7663 Tubo de Ferro Fundido Dúctil Centrifugado, para Canalizações sob Pressão ABNT NBR 7665 Sistemas para Adução e Destribuição de Água - Tubos de PVC 12 DEFOFO com Junta Elástica - Requisitos ABNT NBR 8160 Sistemas Prediais de Esgoto Sanitário - Projeto e Execução ABNT NBR 8692 Revestimento de Argamassa de Cimento em Tubos de Ferro Fundido Dúctil ABNT NBR 8890 Tubo de Concreto Armado, de Seção Circular, para Esgoto Sanitário ABNT NBR 9198 Embalagem e acondicionamento ABNT NBR 9793 Tubo de Concreto Simples de Seção Circular para Águas Pluviais ABNT NBR 9794 Tubo de Concreto Armado de Seção Circular para Águas pluviais ABNT NBR 9800 Critérios para Lançamento de Efluentes Líquidos industriais no Sistema Coletor Público de Esgoto Sanitário ABNT NBR 9896 Glossário de Poluição das Águas ANSI AWWA C203/91 AWWA Standards for coal-tar protective coatings and linings for steel water pipeline - enamel and tape - hot applied ANSI B 1.5 Acme Screw Threads ANSI B 1.8 Stub Acme Screw Threads ANSI B 16.10 Face-to-Face and End-to-End Dimensions of Ferrous Valves ANSI B 16.34 Valves-Flanged and buttwelding End ANSI B 16.5 Pipe Flanges and Flanged Fittings ANSI B 18.2.1 Square and Hex Bolts and Screws Inch Series ANSI B 18.2.2 Square and Hex Nuts ANSI/FCI 70-2 Control Valve Leakage API 594 Check Valves: Wafer, Wafer-Lug, and Double Flanged Type API 598 Valve Inspection and Test API 5L Specification For line Pipe Forty

255

Alex Vazzoler API 600 Bolted Bonnet Steel Gate Valves for Petroleum and Natural Gas Industries API 602 Steel Gate, Globe and Check Valves for Sizes DN 100 and Smaller, for the Petroleum and Natural Gas Industries API STD 520 Design and Installation of Pressure-Relieving Systems in Refineries API STD 550 Manual on Installation of Refinery Instruments and Control Systems API STD 594 Check Valves: Wafer-Lug, and Double Flanged Type API STD 599 Metal Plug Valves - Flanged and Welding Ends Fourth API STD 609 Butterfly Valves: Double Flanged, Lug - and Wafer - Type API STD 611 General Purpose Steam Turbines for Refinery Services API STD 612 Special-Purpose Steam Turbines for Refinery Services API STD 617 Centrifugal Compressors for General Refinery Services ASME B 1.1 Unified Inch Screw Threads ASME B 1.20.1 Pipe Threads, General Purpose (inch) ASME B 16.1 Cast Iron Pipe Flanges and Flanged Fittings Classes 25, 125, and 250 ASME B 16.11 Forged Fittings, Socket-Welding and Threaded ASME B 16.14 Ferrous Pipe Plugs, Bushing and Locknuts With Pipe Threads ASME B 16.15 Cast Bronze Threaded Fittings, Classes 125 and 250 ASME B 16.20 Metallic Gaskets for Pipe Flanges Ring-Joint, Spiral-Wounds and Jacketed ASME B 16.21 Nonmetallic Flat Gaskets for Pipe Flanges ASME B 16.24 Cast Copper Alloy Pipe Flanges and Flanged Fittings Class 150, 300, 400, 600, 900, 1500, and 2500 ASME B 16.28 Wrought steel buttwelding short radius elbows and return bends ASME B 16.3 Malleable Iron Threaded Fittings, Classes 150 and 300 ASME B 16.34 Valves-Flanged and Buttwelding End ASME B 16.36 Orifice Flanges ASME B 16.39 Malleable Iron Threaded Pipe Union ASME B 16.47 Large Diameter Steel Flanges (NPS 26 through NPS 60) ASME B 16.5 Pipe Flanges and Flanged Fittings ASME B 16.9 Factory - Made Wrougth Steel Buttwelding Fittings ASME B 18.2.1 Square and Hex Bolts and Screws ASME B 18.2.2 Square and Hex Nuts ASME B 31.1 Power Piping ASME B 31.3 Process Piping ASME B 31.4 Pipeline Transportation Systems for Liquid Hydrocarbons and Other Liquids ASME B 31.5 Refrigeration Piping and Heat Transfer Components

256

Fundamentos de sistemas solares térmicos ASME B 31.8 Gas Transmission and Distribution Piping Systems ASME B 36.10 Welded and Seamless Wrougth Steel Pipe ASME B 36.10M Welded and Seamless Wrougth Steel Pipe ASME B 36.19 Stainless Steel Pipe ASME B 36.19M Stainless Steel Pipe ASME Sec I - Power Boilers ASME Sec VIII - Pressure vessals ASTM A 105 Specification For Forgings, Carbon Steel, For Piping Components ASTM A 182 Specification for Forged or Rolled Alloy Steel Pipe Flanges ASTM A 193 Specification for Alloy-Steel and Stainless Steel Bolting ASTM A 194 Specification for Carbon and Alloy-Steek Nuts for Bolts for High-Pressure and HighTemperature Service ASTM A 216 Specification for Steel Castings, Carbon Suitable for Fusion Welding, for high Temperature Service ASTM A 217 Specification For Steel Castings, Martensitic Parts, Suitable for High- Temperature Service ASTM A 264 Standart Specification for Stainless Chromium-nickel Steel-Clad Plate ASTM A 283 Standart Specification for low intermediate tensile strength carbon steel plates ASTM A 351 Specification for Steel Castings, Austenitic, for High-Temperature ASTM A 352 Specification for Steel Castings, Ferritic and Martensitic ASTM A 530 Standart Specification for General Requirements for Specialized Carbon and Alloy Steel Pipe ASTM A 633 Specification for Coating or Cadmiun-Tin Mechanically Deposited on Iron and Steel ASTM A 733 Standart Specification for Welded and Seamless Carbon Steel and Austenitic Steel Pipe Nipples ASTM B 841 Standart Specification for Electrodeposited Coattings de Zinc Nickel Alloy Deposits ASTM B 849 Standart Specification for Pre-Treatments de Iron or Steel for Reducing Risk de Hydrogen Embrittlement ASTM B 850 Standart Guide for Post-Coating Treatments de Steel for Reducing Risk de Hydrogen Embrittlemnt ASTM D 217 Specification for Steel Castings, Martensitic Stainless and Alloy, for HighTemperature Service ASTM D 482 Standard test method for ash from petroleum products ip designation ASTM D 92 Standard test method for flash and fire points by cheveland open cup tester ip designation ASTM D 94 Standard test method for saponification number of petroleum products designation ASTM D 149 Standard test method for dieletric breakdown voltage and dieletric strength of solid eletrical insulating materials at commercial power frequencies

257

Alex Vazzoler ASTM D 257 Standard test methods for D-C resistance or conductance os insulating materials ASTM D 543 Standard practices for evaluating the resistance os plastics to chemical reagents ASTM D 570 Standard test method for water absorption of plastics ASTM D 1044 Standard test method for resistence of transparent plastics to surface abrasion ASTM D 2240 Standard test method for rubber property - durometer hardness ASTM D 2370 Standard test method for tensile properties of organics coatings ASTM D 3359 Standard test method for measuring adhesion by tape test ASTM D 4060 Standard test method for abrasion resistance of organic coatings by the taber abraser ASTM D 4541/A.4 Standard test method for pull off strength os coatings using portable adhesion testers ASTM E 96 Standard test method for water vapor transmission of materials ASTM E 1961 Standart Practice for Mechanized Ultrasonic Examination of Girth Welds Using Zonal Discrimination With Focused Search units E(01-jun-2003) R(2003) ASTM G 14 Standard test method for impact resistance of pipeline coatings (falling weight test) ASTM G 17 Standard test method for penetration resistance of pipeline coatings (blunt rod) AWWA C 207 Steel Pipe Flanges for Waterworks Service-Sizes 4 in Through 144 in BS 3900 Part F3 Resistance to artificial weathering (enclosed carbon arc) BS 3900 Part F4 Resistance to continuous salt spray BSI BS 1414 Steel Wedge Gate Valves (Flanged and Butt-Welding Ends) for the Petroleum, Petrochemical and Allied Industries BSI BS 1868 Steel Check Valves (Flanged and Butt-Welding Ends) for the Petroleum, Petrochemical and Allied Industries BSI BS 1873 Steel Globe and Globe Stop and Check Valves (Flanged and Butt Welding Ends) for the Petroleum, Petrochemical and Allied industries BSI BS 5159 Cast Iron and Carbon Steel Ball Valves for General Purposes BSI BS 5351 Steel Ball Valves for the Petroleum, Petrochemical and Allied Industries CAN/CSA z245.20 External fusion bonded epoxy coating for steel pipe CEN-EN 13789 Industrial Valves - Cast Iron Globe Valves Centrifugal Pumps for General Refinery Services DIN 55990 Testing of paints, varnishes and similar coatings materials: poder coatings, assessment of the chemical storage stability EB-141 Válvulas de Aço Fundido e A;o Forjado para Industria de Petroleo e Petroquimica - Valvula de Retenção EG-00/012- Execução de desenho isométrico em meio eletrônico. EG-84/01 Critérios de projeto - válvula de segurança de alívio (PSV) EG-86/01 Critérios de projeto - válvula de controle EG-90/01 Identificação de utilidades e serviços auxiliares para fluxograma

258

Fundamentos de sistemas solares térmicos FCI 69-1 Pressure Rating Standard for Steam Traps GBE/CW6 Technical specification for the external protection of steel line pipe and fitting using fusion bonded powder and associated coating systems: Part 1 – Requirements for coating materials and methods of test Índices de Isométricos de Tubulação ISA 5.1 Instrumentation symbols and identification formerly ISO 10434 Bolted Bonnet Steel Gate Valves for Petroleum and Natural Gas Industries ISO 13703 Petroleum and Natural Gas Industries - Desing and Installation of Piping Systems on Offshore Production Platforms ISO 14313 Petroleum and Natural Gas Industries - Pipeline Transportation Systems - Pipeline Valves ISO 15761 Steel Gate, Globe and Check Valves for Sizes DN 100 and Smaller, for the Petroleum and Natural Gas Industries ISO 4427 Polyethylene (PE) Pipes for Water Supply Specifications ISO 5752 Metal valve for use in flanged pipe systems-face to face and centre-to-face dimensions ISO 6552 Automatic Steam Traps-Definition of Technical Terms MSS SP 1963 Standart For Fire Hose Connections MSS SP 44 Steel Pipe Line Flanges MSS SP 55 Quality Standart for Steel Casting for Valves, Flanges and Fittings and Other Piping Components MSS SP 6 Standart Finishes for Contact Faces of Pipe Flanges and Connecting-end Flanges of Valves and Fittings MSS SP 70 Cast iron gate valves, flanged and threaded ends. MSS SP 71 Gray iron swing check valves, flanged and threaded ends. MSS SP 80 Bronze Gate, Globe, Angle and Check Valves MSS SP 82 Valve pressure testing methods MSS SP 83 Class 3000 Steel Pipe Unions, Socket-Welding and Threaded MSS SP 88 Diaphragm Type Valves MSS SP 95 Swage (d) Nipples and Bull Plugs N-0012 Acondicionamento e Embalagem de Válvulas N-0038 Critérios para Projetos de Drenagem, Segregação, Escoamento e Tratamento Preliminar de Efluentes Líquidos de Instalações Terrenos N-0042 Projeto de Sistema Instrumentação com Vapor

de

Aquecimento

Externo

de

Tubulação,

Equipamento

e

N-0046 Vãos Máximos Entre Suportes de Tubulação N-0057 Projeto Mecânico de Tubulação Industrial N-0058 Símbolos Gráficos para Fluxogramas de Processo e de Engenharia N-0059 Símbolos Gráficos para Desenhos de Tubulação N-0076 Materiais de Tubulação para Instalações de Refino e Transporte

259

Alex Vazzoler N-0105 Espaçamento entre Tubos N-0108 Suspiros e Drenos para Tubulações e Equipamentos N-0111 Hidrantes Industriais N-0115 Montagem de Tubulações Metálicas N-0116 Sistemas de Purga de Vapor em Tubulações N-0118 Filtro Temporário e Filtro Gaveta para Tubulação N-0120 Peças de Inserção entre Flanges N-0464 Construção, Montagem e Condicionamento de Duto Terrestre N-0845 Investigação Geotecnológica N-1203 Projeto de Sistema Fixo de Combate a Incêndio N-1213 Símbolos gráfico para desenho de tubulações de ponta e bolsa. N-1268 Adaptador para Manueira de Incêndio N-1272 Tampão para Mangueira de Incêndio N-1521 Identificação de Equipamentos Industriais N-1522 Identificação de Tubulações Industriais N-1542 Tubulação - Lista de Linhas N-1565 Folha de Dados de Processo para Instrumentação - Válvula de Controle N-1645 Critérios de Segurança para Projetos de Instalações Fixas de Armazenamento de Gás Liquefeito de Petróleo N-1647 Material para Tubulação - Folha de Padronização N-1673 Critérios de Cálculo Mecânico de Tubulação N-1689 Projeto de Topo de Suportes em Concreto Armado para Tubulação N-1692 Apresentação d Projetos de Detalhamento de Tubulação N-1693 Critério para Padronização de Material de Tubulação N-1714 Projeto de Vaso de Pressão para Serviço com H2 N-1745 Folha para Isométrico de Tubulação N-1746 Índice de Isométricos de Tubulação N-1747 Relação de Purgadores de Vapor N-1748 Lista de Material de Tubulação N-1749 Lista de Material de Isolamento Térmico de Tubulação N-1758 Suporte, Apoio e Restrição para Tubulação N-1857 Sistema de Aquecimento por Traço Elétrico Resistivo para Aplicações Industriais Procedimentos de Projeto, Instalação, Inspeção e Manutenção N-1931 Material de Tubulação para Instrumentação N-1950 Resumo de Material de Tubulação

260

Fundamentos de sistemas solares térmicos N-2043 Revestimento Interno de Tubulações de Aço com Argamassa de Cimento e Areia N-2047 Apresentação de Projetos de Dutos Terrestres N-2151 Filtro de Linha - Folha de Dados N-2232 Válvula Gaveta de Aço Fundido e Forjado N-2247 Válvula Esfera em Aço para uso geral e Fire Safe N-2296 Válvula de Retenção Tipo Portinhola Flangeada de Aço Fundido N-2299 Válvula de Retenção Wafer Tipo Portinhola Dupla e Simples N-250 Montagem de Isolamento Térmico a Alta Temperatura N-2546 Critérios para Utilização de Válvulas Esfera "FIRE-SAFE" N-2668 Válvulas Industriais N-2796 Estojos e Porcas para Flanges de Tubulação para Instalações de Refino e Transporte N-2797 Juntas para Flanges de Tubulação N-2799 Niples de Tubulação NACE Standard RP High voltage electrical inspection standards for paiting steel surfaces NEMA SM 21 Multistage Steam Turbines for Mechanical Drive Service NEMA SM 23 Steam turbines for mechanical drive service NF A 49 Tubes en acier Revêtement externe em poudre époxydique NFPA 1963 - Standard for fire hose connections PFAFSTETTER, Otto Chuvas Intensas no Brasil - 2° Edião - 1982 - RJ – Departamento Nacional de Obras de Saneamento Procedimento AB-RE: Critérios para seleção dos materiais de tubulações e vasos de pressão em serviços com H2S, H2, tóxicos e com enxofre. REQUISITOS ADICIONAIS AS NORMAS DE TUBULAÇÃO SP-44 Steel Pipe Line Flanges SP-55 Quality Standart for Steel Casting for Valves, Flanges and Fittings and Other Piping Components SIS-055900 Pictorial surface preparation standards for painting steel surfaces SSPC-SP10 Surface preparation specification nº 10, near white blast clean

Normas Técnicas ABNT Aquecimento Solar ABNT NBR 15747-1:2009 Sistemas solares térmicos e seus componentes - Coletores solares Parte 1: Requisitos gerais. ABNT NBR 15747-2:2009 Sistemas solares térmicos e seus componentes - Coletores solares Parte 2: Métodos de ensaio. ABNT NBR 15569:2008 Sistema de aquecimento solar de água em circuito direto - Projeto e instalação.

261

Alex Vazzoler

Documentos Legais Brasileiros - Geral RESOLUÇÃO/Conama/N.º 003 de 28 de junho de 1990 Padrões de Qualidade do Ar. Agência Nacional de Vigilância Sanitária Resolução – RDC nº 50, de 21 de fevereiro de 2002 Dispõe sobre o Regulamento Técnico para planejamento, programação, elaboração e avaliação de projetos físicos de estabelecimentos assistenciais de saúde. Agência Nacional de Vigilância Sanitária Resolução - RE Nº 9, de 16 de janeiro de 2003 – Padrões Referenciais de Qualidade do Ar Interior em ambientes climatizados artificialmente de uso público e coletivo.

Documentos Legais Brasileiros (Normas regulamentadoras) relacionados às instalações solares NR-1 – Disposições gerais NR-2 – Inspeção prévia NR-3 – Embargo ou interdição NR-4 – Serviços especializados em engenharia de segurança e em medicina do trabalho NR-5 – Comissão interna de prevenção de acidentes (CIPA) NR-6 – Equipamento de proteção individual - EPI NR-7 – Programa de controle médico de saúde ocupacional NR-10 – Segurança e instalações e serviços em eletricidade NR-12 – Segurança no trabalho em máquinas e equipamentos NR-13 – Caldeiras, vasos de pressão e tubulações e tanques metálicos de armazenamento NR-15 – Atividades e operações insalubres NR-15 NR-15 NR-15 NR-15 NR-20 NR-21 NR-23 NR-35

– – – –

-

Anexo Anexo Anexo Anexo

1 2 3 7

– Limites de tolerância para ruído contínuo ou intermitente - Limites de tolerância para ruídos de impacto - Limites de tolerância para exposição ao calor - Radiações não-ionizantes

Segurança e saúde no trabalho com inflamáveis e combustíveis Trabalhos a céu aberto Proteção contra incêndios Trabalho em altura

12.2. Normas internacionais

relacionadas

a

sistemas

solares

e

de

aquecimento

–

ISO 9459-2:1995: Solar heating – Domestic water heating systems – Part 2: Outdoor test methods for system performance characterization and yearly performance prediction of solaronly systems. ISO 9459-5:2007: Solar heating – Domestic water heating systems – Part 5: System performance characterization by means of whole system test and computer simulation.

262

Fundamentos de sistemas solares térmicos ISO 9488:1999: Solar energy — Vocabulary. ISO 9553:1997: Solar energy — Methods of testing preformed rubber seals and sealing compounds used in collectors. ISO 9806-1:1994: Test methods for solar collectors - Part 1: Thermal performance of glazed liquid heating collectors including pressure drop ISO 9806-2:1995: Test methods for solar collectors - Part 2: Qualification test procedures ISO 9808:1990: Solar water heaters — Elastomeric materials for absorbers, connecting pipes and fittings — Method of assessment. ISO/TR 10217:1989: Solar energy — Water heating systems — Guide to material selection with regard to internal corrosion. ISO 22975-1:2016: Solar energy — Collector components and materials — Part 1: Evacuated tubes — Durability and performance. ISO 22975-2:2016: Solar energy — Collector components and materials — Part 2: Heat-pipes for solar thermal application — Durability and performance. ISO 22975-3:2014: Solar energy — Collector components and materials — Part 3: Absorber surface durability. ISO 22975-4:2017: Solar energy — Collector components and materials — Part 4: Glazing material durability and performance. ISO 22975-5:2019: Solar energy — Collector components and materials — Part 5: Insulation material durability and performance. EN 12975-1:2006: Thermal solar systems and components - Solar collectors - Part 1: General requirements. EN 12975-2:2006: Thermal solar systems and components - Solar collectors - Part 2: Test methods. EN 12976-1: Factory made systems – Part 1: General requirements. EN 12976-2: Factory made systems – Part 2: Test methods. EN 12977-1: Custom built systems – Part 1: General requirements for solar water heaters and combi-systems. EN 12977-2: Custom built systems – Part 2: Test methods for solar water heaters and combisystems. EN 12977-3: Custom built systems – Part 3: Performance characterization of stores for solar heating systems. EN 12977-4: Custom built systems – Part 4: Performance test methods for solar combi-stores. EN 12977-5: Custom built systems – Part 5: Performance test methods for control equipment.

Padrões britânicos e europeus BS 5918: 1989: Code of practice for solar heating systems for domestic hot water

263

Alex Vazzoler BS 6785: 1986: Code of practice for solar heating systems for swimming pools BS 7671: 2008: Requirements for electrical installations. IEE Wiring Regulations. Seventeenth Edition BS EN ISO 9488: 2000: Solar energy. Vocabulary BS EN 12975-1: 2006: Thermal solar systems and components. Solar collectors. General requirements BS EN 12975-2: 2006: Thermal solar systems and components. Solar collectors. Test methods BS EN 12976-1: 2006: Thermal solar systems and components. Factory made systems. General requirements BS EN 12976-2: 2006: Thermal solar systems and components. Factory made systems. Test methods BS EN 12977-1: 2006: Thermal solar systems and components. Custom built systems. General requirements BS EN 12977-2: 2006: Thermal solar systems and components. Custom built systems. Test methods DD ENV 12977-3: 2001: Thermal solar systems and components. Custom built systems. Performance characterisation of stores for solar heating systems BS EN 15316-4-3: 2007: Heating systems in buildings. Method for calculation of system energy requirements and system efficiencies. Heat generation systems, thermal solar systems BS EN 15316-4-6: 2007: Heating systems in buildings. Method for calculation of system energy requirements and system efficiencies. Heat generation systems, photovoltaic systems BS EN 50438: 2007: Requirements for the connection of micro-generators in parallel with public low-voltage distribution networks DD IEC/TS 61836: 2007: Solar photovoltaic energy systems. Terms, definitions and symbols BS EN 61215: 2005: Crystalline silicon terrestrial photovoltaic (PV) modules. Design qualification and type approval BS EN 61646: 2005: Thin-film terrestrial photovoltaic (PV) modules. Design qualification and type approval BS EN 61730-1: 2007: Photovoltaic (PV) module safety qualification. Requirements for construction BS EN 61730-2: 2007: Photovoltaic (PV) module safety qualification. Requirements for testing DC 08/30177777 DC: BS EN 62548: Installation and safety requirements for photovoltaic (PV) generators

264

Fundamentos de sistemas solares térmicos

12.3. Normas e procedimentos 12.3.1. Coletores solares planos – banho e piscina As normas e sequência dos procedimentos para ensaios dos coletores solares aplicados a banhos e piscinas são similares, tendo apenas a norma de teste para Eficiência Térmica. Instantânea, no caso de piscinas, alterada para a norma AINSI/ASHRAE 961980 RA 1989.

Tabela 12.1. Testes em coletores solares planos classificadas em dois grupos. Grupos 1

Testes Ensaio de Exposição Não-Operacional (ASTM 823-81) Pressão Hidrostática (FSEC–GP–5-80) Choque Térmico (ASTM 823-81) Inspeções (ASTM 823-81)

2

Constante de Tempo (ANSI/ASHRAE 96-1986 RA91 / NBR10184 (MB-2342)) Eficiência Térmica Instantânea - aplicação em banho: (ANSI/ASHRAE 96-1986 RA91 / NBR10184(MB-2342)) - aplicação piscina : (AINSI/ASHRAE 96-1980 RA 1989) Fator de Correção para Ângulo de Incidência (ANSI/ASHRAE 96-1986 RA91 / NBR10184(MB-2342)) Inspeções (ASTM 823-81)

Notas:

1) O teste de pressão hidrostática deverá seguir os seguintes procedimentos: a) um manômetro deverá ser instalado à saída do coletor completamente cheio de líquido (deverá ser retirado todo o ar de seu interior no processo de enchimento), não aquecido, e com esta extremidade obstruída; b) a pressão hidráulica deverá ser aplicada pela entrada do coletor até que o manômetro acuse a pressão desejada; c) uma vez estabelecida a pressão deverá ser mantida e monitorada por 15 minutos, com anotações a cada 1 minuto ou menos em caso de alteração na leitura maior que a resolução do aparelho utilizado;

265

Alex Vazzoler

d) O manômetro utilizado para este teste deverá ter uma incerteza máxima de 1% do valor lido; e) a pressão a ser estabelecida no teste deverá ser 50% maior do que a pressão de trabalho especificada pelo fabricante ou 20 m.c.a, adotando-se a que for maior, não ultrapassando a 60 m.c.a.; 2) o coletor será considerado aprovado no teste se: i) não ocorrer perda de pressão durante o teste; ii) não houver evidência de vazamento de fluido; iii) não houver evidência de deterioração das partes em contato direto com o fluido.12.3.2. Reservatórios térmicos, sequência de ensaios e critérios e conformidade a) As normas aplicáveis a reservatórios térmicos, para fins de autorização de uso da ENCE são as seguintes: 1. Norma ISO / DIS 9459-2E (Adaptação) 2. Procedimento interno do laboratório de ensaios 3. NBR 10674 e 10675 4. NBR NM IEC 335-1 5. NBR 5410 - Instalações Prediais de baixa tensão 6. NBR 14013 - Aquecedores Instantâneos de água e torneiras elétricas - Determinação da potência elétrica; 7. NBR 14016 - Aquecedores Instantâneos de água e torneiras elétricas - Determinação da corrente de fuga. b) Os ensaios a serem realizados são os seguintes: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio

de volume útil de pressão hidrostática de desempenho térmico de marcações e instruções de tensão suportável para determinação da corrente de fuga para determinação da potência absorvida de resistência ao calor e fogo de resistência ao enferrujamento

c) Os ensaios devem ser realizados de acordo com a seguinte sequência: 1. 2. 3. 4. 5.

Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio

de marcações e instruções; de volume útil de tensão suportável; para determinação da corrente de fuga; para determinação da potência absorvida;

266

Fundamentos de sistemas solares térmicos

6. 7. 8. 9.

Ensaio Ensaio Ensaio Ensaio

de de de de

pressão hidrostática2; desempenho térmico; resistência ao calor e fogo; resistência ao enferrujamento.

Nota 1: Se o reservatório térmico não possuir apoio elétrico, os ensaios 3, 4, 5, 8 e 9 não serão aplicáveis. Família de reservatórios: Para efeito de aplicação dos ensaios indicados neste regulamento, serão considerados Família, os reservatórios que atenderem os critérios estabelecidos na tabela 12.1.

12.3.3. Procedimentos dos ensaios a) Ensaio de volume útil Vedam-se todas as tubulações externas do reservatório, com exceção do suspiro e da tubulação localizada na parte mais baixa. Caso não haja tubulação específica para o suspiro, um tubo padronizado é instalado na tubulação mais alta do reservatório para realizar a função do suspiro. Inicia-se o ensaio (t = 0), abrindo-se a válvula instalada na tubulação mais baixa, de modo a permitir que a água escoe para o interior do reservatório. Finaliza-se o ensaio no instante em que a água surge no suspiro. O volume útil do reservatório é calculado pela equação 12.1: 𝑡

𝑉 = ∫ 𝑄(𝑡)𝑑𝑡

(12.3.3.1)

0

em que V é o volume útil do reservatório, t é o tempo de duração do ensaio e Q é a vazão volumétrica da água, medida com um medidor de vazão tipo turbina.

b) Ensaio de pressão hidrostática Durante 15 minutos o reservatório é submetido a uma pressão 50 % maior que a pressão de trabalho especificada pelo fabricante

267

Alex Vazzoler Tabela 12.1. Critérios para classificar os reservatórios em Família. Dimensão Ensaios

Diâmetro

Comprimento

Material

Material da

Espessura do

Espessura da

do tanque

capa/caixa

isolamento

parede do

de ligação

térmico

tanque

Potência

Tensão

Material do

elétrica

nominal

isolante

Tipo de resistência

elétrico da resistência

Volume útil

X

X

Pressão hidrostática

X

X

X

Disposição

X

X

das cintas(1) Desempenho térmico

X

X

X

X

Marcação/instruções Tensão suportável

X

X

X

X

Corrente de fuga

X

X

X

X

Potência elétrica

X

X

X

X

Calor/fogo Enferrujamento

X X

Material(2)

X

Observações: 1. O ensaio de pressão hidrostática considerará, para efeito de família, a disposição das cintas; se estas forem diferentes, o ensaio será realizado nos demais equipamentos; 2. Analogamente, o ensaio de calor / fogo considerará o tipo de material utilizado; se diferentes, o ensaio será realizado nos demais equipamentos.

268

Fundamentos de sistemas solares térmicos

c) Ensaio de desempenho térmico O coeficiente de perda de calor do reservatório (Us), é medido indoor, de acordo com a Norma ISO / DIS 9459-2E, com as seguintes adaptações: 1a - Ensaia –se apenas o reservatório térmico; 2a - Durante o período de resfriamento a velocidade do ar é 0 m/s. Notas:

1 - O coeficiente de perda de calor é usado para calcular o percentual de perda

de energia diária (24 h) do reservatório. 2 - A perda mensal de energia do reservatório (kWh / mês) é estimada para as seguintes condições: - Temperatura inicial diária da água no reservatório = 50 oC - Temperatura ambiente = 21 oC 3 - Para reservatórios de nível, este ensaio será realizado adotando-se 75% do volume útil do mesmo. d) Marcações e instruções O reservatório deve conter no mínimo as marcações a seguir: a. Modelo e código de rastreabilidade; b. Nome, marca comercial (logomarca) ou marca de identificação do vendedor responsável; c. Data de fabricação; d. Volume do reservatório, em L; e. Pressão máxima de trabalho, em kPa e em m.c.a.; f. Potência nominal, W, g. Tensão nominal, em Vca, h. Corrente elétrica nominal, em A; i. Capacidade do disjuntor1, em A, j. Seção transversal ou fiação mínima1 dos condutores de alimentação, em mm2; k. Grau de proteção do invólucro do reservatório IP24 (conforme NBR 6146 – Invólucro de equipamentos elétricos) Nota 1 - de acordo com a NBR 5410, para a determinação da seção transversal mínima dos condutores de alimentação e da capacidade do disjuntor devem ser consideradas as seguintes prescrições mínimas:

269

Alex Vazzoler

- Tipo de linha elétrica: condutores isolados ou cabos unipolares em eletroduto de seção circular embutido em alvenaria (método de instalação n.º 7 da tabela 28 da NBR 5410); - Tipo de condutor: condutor ou cabo unipolar de cobre com isolação de PVC; - 2 condutores carregados; temperatura no condutor: 70°C; temperatura ambiente: 30°C; - Critérios de seleção por capacidade de condução de corrente dos condutores e queda de tensão máxima 4% para uma distância máxima de 30 m. Os reservatórios devem ter uma marcação que contenha essencialmente as seguintes advertências: “Atenção, antes de acessar os terminais elétricos, todos os circuitos alimentadores devem ser desligados”2 Nota 2 - Essa advertência deve ser localizada próxima da tampa dos terminais. “Por uma questão de segurança, para evitar riscos de choques elétricos, este Fio Terra deve ser conectado a um sistema de aterramento” 3. Nota 3 - Essa marcação deve estar disposta em uma etiqueta removível a ser fixada ao terminal ou Fio Terra do aparelho e que deve estar disponível no momento da instalação. Os terminais de conexão da alimentação elétrica do aparelho devem ser indicados como segue: - os terminais destinados exclusivamente ao condutor de neutro devem ser indicados pela letra N; - os terminais de aterramento devem ser indicados pelo símbolo de aterramento. Estas indicações não devem ser colocadas sobre parafusos, arruelas removíveis ou outras partes que possam ser retiradas quando da ligação dos condutores. Caso um dispositivo de proteção unifilar seja inserido no circuito do condutor de fase no interior de aparelhos classe 0I ou I monofásicos, destinados a ligação permanente à fiação, o terminal correspondente deve ser claramente indicado. Nota: para aparelhos fornecidos com cordão de alimentação, a identificação poderá ser realizada através da cor da isolação dos condutores: - verde ou verde/amarelo para o Terra; - azul claro para Neutro.

270

Fundamentos de sistemas solares térmicos

A entrada de água da rede de alimentação e a saída de água ao consumo devem ser identificadas. Esta marcação não deve ser colocada em partes destacáveis. Se cores forem usadas, azul deve ser utilizado para a entrada e vermelho para a saída. As marcações referidas anteriormente devem ser duráveis, claramente discerníveis, aplicadas sobre uma parte não destacável, e estarem visíveis quando da instalação do reservatório. A conformidade é verificada esfregando a marcação manualmente por 15 s com um pedaço de tecido embebido em água e novamente por 15s com um pedaço de tecido embebido em um solvente de petróleo 4. Nota 4 - O solvente de petróleo a ser utilizado para o ensaio é o solvente alifático hexano, com teor máximo de aromáticos de 0,1% em volume, um valor de kauri-butanol de 29, um ponto inicial de ebulição de aproximadamente 65 0C, um ponto seco de aproximadamente 69 0C e uma massa específica de aproximadamente 0,66 kg/L. Nota 5 - Se no cordão de alimentação for usado condutor com isolação até 750V, de acordo com a NBR 6148, deverá ser certificado conforme Portarias INMETRO nºs 134 e 136; Se for utilizado cordão de alimentação conforme NBR 13249, deverá ser certificado conforme Portaria INMETRO nº 236; O fabricante poderá utilizar, a seu critério, outros condutores. e) Tensão suportável Ensaio de tensão aplicada em pontos do reservatório para verificação da isolação elétrica conforme classe de isolação e tipo de construção (classe 0I ou I). Os valores de tensão a serem aplicados são aqueles prescritos na tabela 5 da NBR NM IEC 335 – 1, capitulo 13 e 16. f) Corrente de fuga Determinação da corrente de fuga passível de circular através do corpo do usuário onde são medidas as correntes de fuga na entrada de água, corpo do reservatório e saída de água, alimentados na tensão de 1,07 vezes a tensão nominal, conforme método de ensaio prescrito na NBR 14016. Determinação da corrente de fuga no condutor de proteção (terra) para compatibilização com uso de DR (Dispositivo de proteção contra choques elétricos). 271

Alex Vazzoler

g) Potência absorvida Determinação da potência elétrica absorvida da rede, referida à tensão nominal, conforme método de ensaio prescrito na NBR 14013. h) Resistência ao calor e fogo Partes externas de material não metálico, partes de material isolante que sustentam as partes vivas incluindo ligações e partes de material termoplástico proporcionando isolação suplementar ou isolação reforçada, cuja deterioração possa prejudicar a conformidade do reservatório com respeito à segurança. A conformidade é verificada com aplicação dos ensaios de pressão de esfera e flamabilidade, conforme método de ensaio prescrito na NBR NM IEC 335 – 1, capitulo 30. i) Resistência ao enferrujamento Partes ferrosas, cujo enferrujamento possa causar a não conformidade do reservatório com respeito à segurança, devem ser adequadamente protegidas contra enferrujamento. A conformidade é verificada conforme método de ensaio prescrito na NBR NM IEC 335 – 1 capitulo 31.

12.3.3. Critérios de Conformidade a) Ensaio de volume útil O reservatório está em conformidade se o volume útil for maior ou igual a 95 % do volume nominal e menor ou igual a 110 % do volume nominal:

−5% ≤

𝑉𝑒𝑓 − 𝑉𝑛𝑜𝑚 100% ≤ +10% 𝑉𝑛𝑜𝑚

(12.3.3.1)

b) Ensaio de pressão hidrostática O reservatório está em conformidade se durante o ensaio não ocorrer vazamento ou deformação permanente visível.

272

Fundamentos de sistemas solares térmicos

c) Ensaio de desempenho térmico O reservatório estará em conformidade para obtenção da ENCE (Etiqueta Nacional de Conservação de Energia) e do Selo PROCEL INMETRO de Desempenho, respectivamente, se o percentual de perda de energia for de acordo com a Tabela 12.2. Tabela 12.2. Parâmetros de conformidade para os padrões ENCE e PROCEL. Perda específica de energia mensal (kWh/mês.l) Volume (l)

ENCE

Selo Procel Inmetro

100

≤ 0,31

≤ 0,25

150

≤ 0,29

≤ 0,23

200

≤ 0,28

≤ 0,22

250

≤ 0,27

≤ 0,21

300

≤ 0,27

≤ 0,21

400

≤ 0,25

≤ 0,19

500

≤ 0,24

≤ 0,18

≥ 600

≤ 0,21

≤ 0,15

d) Marcações e instruções A conformidade é verificada por inspeção visual, conforme procedimento acima descrito, onde a marcação deve ser facilmente legível e não deve ser possível remover placas de marcação e elas não devem apresentar enrugamento. As instruções de instalação e operação também são verificadas por inspeção visual. e) Tensão suportável Durante o ensaio não devem ocorrer descargas disruptivas que comprometam as isolações ou perfurações. f) Corrente de fuga Na temperatura de operação, a corrente de fuga do reservatório não deve exceder 5 mA. g) Potência absorvida A potência elétrica absorvida do reservatório na tensão nominal não deve diferir da potência nominal declarada pelo fabricante ou representante em mais de 5 % ou menos que 10 %.

273

Alex Vazzoler

h) Resistência ao calor e fogo Partes externas de material não metálico, partes de material isolante que sustentam as partes vivas incluindo ligações e, partes de material que proporcionam isolação suplementar ou isolações reforçadas, cuja deterioração possa prejudicar a conformidade do reservatório com respeito à segurança, devem ser suficientemente resistentes ao calor. i) Resistência ao enferrujamento A conformidade é verificada por inspeção visual e não pode ser constatada a presença de ferrugem nas partes que comprometam a segurança elétrica do reservatório.

12.3.4. Grau de severidade, ações corretivas e sanções aplicáveis às nãoconformidades obtidas nos ensaios de reservatórios térmicos O grau de severidade, as ações corretivas e as sanções relativas às não-conformidades obtidas nos ensaios dos reservatórios térmicos, são classificadas conforme a Tabela 2.3.

274

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 12.3. Severidade, ações corretivas e sanções relativas às não-conformidades obtidas nos ensaios dos reservatórios térmicos. Requisito

Classificação Branda

Média

Grave

Marcações

Prazo

Ação

Quantidades de

Gravíssimo

(dias)

Corretiva

amostra para ensaio

X

imediato

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Coleta e reensaio Instruções

X

imediato

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Coleta e reensaio Tensão suportável

X

30

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio Corrente de fuga

X

imediato

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

2

Coleta e reensaio Potência absorvida

X

30

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio Resistência ao calor

X

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio Resistência ao fogo

X

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio

275

Alex Vazzoler

Tabela 12.3. Severidade, ações corretivas e sanções relativas às não-conformidades obtidas nos ensaios dos reservatórios térmicos (continuação). Resistência ao enferrujamento

X

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio X

Pressão hidrostática

imediato

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio Volume útil

X

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio Desempenho térmico

X

Fabricante faz ação corretiva e informa Lab/Inmetro.

1

Reensaio

276

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Abaixo são apresentados os graus de severidade e suas sanções: Branda: O fabricante poderá comercializar normalmente o produto pelo prazo estabelecido. Após, a correção definitiva deve estar implementada em 100% da produção. Média: Aceita-se a continuação da produção com o retrabalho do item não conforme, no prazo estipulado. Após este período, a correção deverá ter sido implementada na linha de produção. Grave: Permitida a comercialização pela fábrica somente 10 dias corridos da data de comunicação oficial do Lab/Inmetro. Findados os 10 dias, o fabricante poderá comercializar o produto com retrabalho por mais 20 dias corridos. Em 30 dias da data de comunicação da não conformidade, a correção definitiva deve estar implementada em 100% da produção. Gravíssima:

Suspensão

imediata

da

comercialização

fábrica/cliente

enquanto

permanecer a não conformidade. Ficará a cargo do Inmetro a avaliação da necessidade de auditoria no fabricante, com os custos por êle pagos, para a comprovação da eliminação da não conformidade.

12.4. Normas e procedimentos aplicáveis à etiquetagem de sistemas acoplados e sequência de ensaios As normas aplicáveis a sistemas acoplados, para fins de autorização para uso da ENCE são as seguintes: 1. Norma ISO/DIS 9459-Parte 2; 2. Procedimento interno do laboratório de ensaios (GREEN). Procedimentos dos ensaios: a) Ensaio de volume útil Vedam-se todas as tubulações externas ao sistema acoplado, com exceção do suspiro e da tubulação localizada na parte mais baixa. Caso não haja tubulação específica para o suspiro, um tubo padronizado é instalado na tubulação mais alta do reservatório para realizar a função do suspiro.

277

Alex Vazzoler

Inicia-se o ensaio (t = 0), abrindo-se a válvula instalada na tubulação mais baixa, de modo a permitir que a água escoe para o interior do reservatório. Finaliza-se o ensaio no instante em que a água surge no suspiro. O volume útil do reservatório é calculado pela equação 12.1: 𝑡

𝑉 = ∫ 𝑄(𝑡)𝑑𝑡

(12.1)

0

b) Ensaio de Eficiência Térmica Diária De acordo com o procedimento definido na norma ISO / DIS 9459-Parte 2, apenas o período de aquisição de dados é compreendido entre 8 horas e 18 horas, devido a limitações administrativas. Nota: Para ensaios em coletores acoplados que tenham dispositivos tipo bóia, a vazão de ensaio será de 3 l/m. Já para os dispositivos sem bóia, a vazão será de 10 l/m.

12.5. Etiqueta nacional de conservação de energia – formato padronização Este Anexo padroniza a formatação e aplicação da etiqueta nacional de conservação de energia a ser aposta em coletores solares planos. a) Etiqueta de Eficiência A etiqueta deve ser aposta no próprio produto de forma que seja totalmente visível ao consumidor. Todos os produtos devem receber etiquetas. Nos pontos de vendas a etiqueta dos coletores deve ser afixada na parte frontal, exceto para produtos onde essa exigência é impraticável. Nas instalações a etiqueta dos coletores deve ser aplicada no fundo ou lateral dos produtos. A etiqueta nacional de conservação de energia dos coletores solares planos deve ter o formato e as dimensões em conformidade com a Figura 12.1. A etiqueta deve ser impressa em fundo branco e cor do texto em preto. As faixas de eficiência serão coloridas, obedecendo o padrão CMYK (ciano, magenta, amarelo e preto), conforme a Tabela 2.4.

278

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Figura 12.1. Modelo da etiqueta para banho - Forma e dimensões.

Tabela 2.4. Padrão CMYK (ciano, magenta, amarelo e preto). Faixas de eficiência

Ciano

Magenta

Amarelo

Preta

A

100%

0%

100%

0%

B

30%

0%

100%

0%

C

0%

0%

100%

0%

D

0%

30%

100%

0%

E

0%

70%

100%

0%

279

Alex Vazzoler

Os valores e informações a serem escritos na etiqueta devem ter os tipos de letras conforme mostrado na Figura 12.2. A etiqueta é composta de duas partes: uma fixa (etiqueta base) e outra variável (campos I, II, III, ..., Figura 12.2). A parte fixa não pode ser alterada, a menos que o GT-SOL se pronuncie favoravelmente.

Figura 12.2. Modelo da etiqueta para piscina - Forma e dimensões (à esquerda); Modelo da etiqueta para coletores acoplados - Forma e dimensões (à direita).

b) Preenchimento da parte variável A parte variável da etiqueta, para os coletores solares planos, deve ser preenchida de acordo com as indicações da Tabela 2.5.

280

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 2.5. Preenchimento dos campos variáveis da etiqueta. Campos I II III IV

Preenchimento Indicar o nome do fabricante. Indicar a marca comercial (ou logomarca). Indicar o modelo do coletor. indicar a pressão de funcionamento, em kPa e, entre parênteses, em letra de tamanho menor, em m.c.a. indicar qual o tipo de aplicação do coletor: se banho ou se piscina. indicar a letra (A,B,C.....G) correspondente à eficiência energética do coletor, em alinhamento com a seta correspondente Indicar o valor da eficiência energética média do coletor, em porcentagem Indicar o valor da produção média mensal de energia, em kWh/mês Indicar o valor da produção média mensal de energia, em kWh/mês.por m2 Indicar a área externa do coletor, em m2.

V VI VII VIII IX X

c) Classe dos coletores A classe dos coletores solares planos deve ser determinada de acordo com a Tabela 2.6: Tabela 2.6. Classes dos coletores. a) Aplicação banho (coletores planos /acoplados)

Classe

Produção específica mensal (kWh/mês/m2)

A

Pmen > 77

B

77 ≥ Pmen > 71

C

71 ≥ Pmen > 61

D

61 ≥ Pmen > 51

E

51 ≥ Pmen > 41

b) Aplicação em piscinas

Classe

Produção específica mensal (kWh/mês/m2)

A

Pmen > 95

B

95 ≥ Pmen > 87

C

87 ≥ Pmen > 79

D

79 ≥ Pmen > 71

E

71 ≥ Pmen > 63

Nota: A linha de corte foi estabelecida na faixa dos 41% (para coletores planos/acoplados e aplicação em banho) e 63% para os coletores-aplicação piscina, ou seja, igual ou abaixo destes valores, não haverá etiqueta.

d) Eficiência térmica dos coletores O estudo comparativo da eficiência térmica instantânea dos coletores ensaiados, na primeira fase do Programa, é apresentado na figura 1. Para avaliação do estado atual do mercado brasileiro, foram incluídos dois modelos de coletores comerciais americanos (USA1 e USA2).

281

Alex Vazzoler

O primeiro modelo utiliza superfície seletiva de cromo negro e o segundo tinta pretofosco comercial. Estes resultados apontam para o potencial de otimização dos coletores atualmente comercializados no Brasil, permitindo a avaliação de medidas corretivas para obtenção de maior eficiência e durabilidade dos produtos. Para cálculo da eficiência térmica média dos coletores solares, tomou-se o valor da abscissa correspondente a equação 12.5.1.1:

𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 = 0,02 °𝐶 𝑊 −1 𝑚−2 𝐺

(12.5.1.1)

em que Tf,i e Ta representam a temperatura da água à entrada do coletor e temperatura ambiente, respectivamente. O termo G refere-se à radiação global instantânea incidente

Eficiência térmica (%)

no plano do coletor.

𝑻𝒇,𝟏 − 𝑻𝒂 (°𝑪 𝑾−𝟏 𝒎−𝟐 ) 𝑮 Figura 12.3. Estudo comparativo de coletores solares planos.

A escolha deste valor foi justificada através de medições experimentais em diversas instalações solares em operação. Para cálculo de sua eficiência térmica em média horária, é necessário a inclusão do fator de correção do ângulo de incidência da radiação direta (𝐾𝜏𝛼 ), obtido experimentalmente (AINSI/ASHRAE 96-1980 RA 1989) e associado,

282

Fundamentos de sistemas solares térmicos

basicamente, à transmissividade angular da cobertura transparente do coletor solar. Assim, a equação clássica de eficiência é reescrita na forma:

𝜂=

𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑝 𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 {𝐾𝜏𝛼 [𝐹𝑅 (𝜏𝛼)𝑛 ] − 𝐹𝑅 𝑈𝑎 ( )} 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐼𝑑𝑖𝑟 + 𝐼𝑑𝑖𝑓

(12.5.1.2)

onde os termos 𝐹𝑅 (𝜏𝛼)𝑛 e 𝐹𝑅 𝑈𝑎 são obtidos por regressão linear dos dados experimentais e correspondem ao ponto onde a reta corta a ordenada e sua inclinação, respectivamente. Atransp e Aext se referem às áreas transparente e externa do coletor solar ensaiado. e) Produção de Energia Específica em Média Mensal A produção de energia específica em média mensal é calculada a partir da eficiência térmica em média horária (equação 1) aplicada ao dia padrão definido para o Brasil e apresentado nas tabelas a seguir para as respectivas aplicações. Esta metodologia é similar à adotada pelo Florida Energy Center (FSEC–GP-6-80). Tabela 12.7. Dia Padrão – Aplicação em banho. Hora

Ta (oC)

Gdir (W/m2)

Gdif (W/m2)

Gtot (W/m2)

θ (o)

Tf,i (oC)

08:01 a 09:00

20,3

243,67

139,66

383,33

52,6

32

09:01 a 10:00

21,7

361,66

183,77

545,43

37,8

34

10:01 a 11:00

23,1

457,55

215,19

672,74

23,2

36

11:01 a 12:00

24,5

511,24

231,52

742,76

9,5

38

12:01 a 13:00

25,6

511,24

231,52

742,76

9,5

40

13:01 a 14:00

26,5

457,55

215,19

672,74

23,2

40

14:01 a 15:00

27,0

361,66

183,77

545,43

37,8

40

15:01 a 16:00

27,2

243,67

139,66

383,33

52,6

38

16:01 a 17:00

27,0

127,26

86,12

213,38

67,4

36

A energia produzida pelo coletor solar durante uma hora (PH) equivale ao produto de sua eficiência térmica pela energia incidente no plano do coletor neste mesmo período de tempo. A soma dos valores horários para as i horas do dia, com nível satisfatório de radiação solar fornece a produção diária de energia (Pdia). Em nosso caso, o índice i varia

283

Alex Vazzoler

de 1 a 9, O valor diário é multiplicado por 30 para obtenção da energia gerada durante um mês (Pmen), ou seja:

Tabela 12.8. Dia Padrão – Aplicação em piscina. Hora

Ta (oC)

Gdir (W/m2)

Gdif (W/m2)

Gtot (W/m2)

θ (o)

Tf,i (oC)

08:01 a 09:00

19,2

271,15

95,78

366,93

53,7

26

09:01 a 10:00

20,7

401,8

133,49

535,29

40,5

26

10:01 a 11:00

22,1

508,45

160,16

668,61

28,3

27

11:01 a 12:00

23,3

568,28

173,96

742,24

19,6

28

12:01 a 13:00

24,2

568,28

173,96

742,24

19,6

28

13:01 a 14:00

24,8

508,45

160,16

688,61

28,3

28

14:01 a 15:00

25,0

401,80

133,49

535,29

40,5

28

15:01 a 16:00

24,2

271,15

139,66

410,81

53,7

27

16:01 a 17:00

23,3

143,20

49,60

192,80

67,4

26

9

𝑃𝑚𝑒𝑛

30 = ∑ 𝜂 (𝐼𝐼 𝐴𝑒𝑥𝑡 ) 1000

(12.5.1.2)

𝑖=1

A constante 1000 é apenas para conversão da unidade em kWh, permitindo, assim, uma melhor avaliação, por parte dos consumidores finais, da economia de energia a ser obtida com a utilização do aquecimento solar. f) Cálculos termodinâmicos para Sistemas Acoplados Para determinação da eficiência térmica diária e da produção mensal de energia são desenvolvidos cálculos termodinâmicos, mostrados a seguir. Para automatizar o cálculo da eficiência térmica, foi elaborada uma planilha no formato EXCEL, onde serão manipulados os dados obtidos. Cálculo da energia absorvida pela instalação solar, em média diária: a energia útil absorvida e armazenada no sistema é calculada para valores correspondentes à drenagem de 1/10 do volume do tanque a partir da Primeira Lei da Termodinâmica, a saber:

284

Fundamentos de sistemas solares térmicos

𝑞𝑖,𝑛 = 𝑄𝑛 𝜌𝑐𝑝 (𝑇𝑓,0 − 𝑇𝑓,𝑖 ) =

∆𝑣𝑛 𝜌𝑐 (𝑇 − 𝑇𝑓,𝑖 ) ∆𝑡 𝑝 𝑓,0

(12.5.1.3)

em que qi é a energia útil integrada para o intervalo de tempo i, kJ; Δvi é o volume drenado no intervalo de tempo i, m3; ρ é a densidade da água, considerada 1000 kg/m3 na faixa de operação dos sistemas termossolares; cp é o calor específico a pressão constante da água igual a 4,18 kJ/kg.K; Tf,i são as temperaturas médias da água à entrada do sistema, tomadas no intervalo de tempo i, relativa a drenagem do sistema., ºC; Tf,0: temperaturas médias da água à saída do sistema, tomadas no intervalo de tempo i, relativa a drenagem do sistema, ºC. A energia útil absorvida em valor diário foi calculada pelo somatório dos valores obtidos em cada intervalo i de drenagem e calculados pela equação anterior é dada pela equação 12.5.1.4: 𝑛

𝑞𝑢𝑡𝑖𝑙 = ∑ 𝑞𝑖,𝑛

(12.5.1.4)

𝑖=1

em que qutil é a energia útil absorvida pelo sistema ao final do dia [kJ]; O cálculo da radiação solar diária incidente no plano do coletor é obtido através da integração dos valores instantâneos medidos pelo piranômetro, expressa pela equação 12.5.1.5: 𝑡

𝐻𝐶 = 𝐴𝑒𝑥𝑡 ∫ 𝐺(𝑡)𝑑𝑡

(12.5.1.5)

0

em que Hc é a radiação solar global incidente no plano do coletor, em média diária, kJ; Aext é a área transparente do coletor solar, m2; G é a radiação solar global instantânea incidente no plano do coletor, W/m2 e t é o tempo, s. f.1) Cálculo da eficiência diária do coletor solar acoplado A eficiência térmica diária do sistema acoplado é definida pela razão entre a energia útil absorvida e armazenada no sistema e a energia solar disponível no plano do coletor, ambas integradas ao longo do dia, na forma:

𝜂𝑑𝑖𝑎𝑟𝑖𝑎 =

𝑞𝑢𝑡𝑖𝑙 𝐻𝐶

(12.5.1.6)

A energia produzida e armazenada pelo sistema acoplado corresponde ao produto da eficiência térmica diária e a radiação incidente ao final do dia no plano do coletor. O valor

285

Alex Vazzoler

diário é multiplicado por 30 para obtenção da energia gerada durante um mês. Conforme a equação abaixo: 9

𝑃𝑚𝑒𝑛

1 = ∑ 30𝜂𝑑𝑖𝑎𝑟𝑖𝑎 𝐻𝑐 𝐴𝑒𝑥𝑡 3600

(𝑘𝑊ℎ/𝑚ê𝑠)

(12.5.1.7)

𝑖=1

A constante 3600 é apenas para conversão da unidade em kWh/mês, permitindo, assim, uma melhor avaliação, por parte dos consumidores finais, da economia de energia a ser obtida com a utilização do aquecimento solar. f.2) Equação de Ajuste para Energia Útil Esta equação tem a finalidade de estimar a energia absorvida pelo sistema (qutil), para níveis específicos de radiação solar (H) e da diferença entre a temperatura ambiente (média durante o período de ensaio) e temperatura de carga (Tf - Ta). A equação tem o seguinte formato:

𝑞𝑢𝑡𝑖𝑙 = 𝑎1 𝐻 + 𝑎2 (𝑇𝑓 − 𝑇𝑎 ) + 𝑎3

(12.5.1.8)

A determinação da equação é feita através de uma matriz composta pelos dados obtidos experimentalmente, onde a solução do sistema linear define as constantes a1, a2 e a3 da equação de ajuste, a partir de cada conjunto de valores relativos a 3 dias distintos de ensaios. Para a definição de valores comparativos que constam da Etiqueta do INMETRO, adotouse como referência a radiação solar incidente na cidade de Belo Horizonte, em média anual, equivalente a 17,6 MJ/m² e a diferença de temperatura, (Tf – Ta), foi arbitrada em 2 ºC.

12.6. Testes de coletores em laboratórios e certificados Coletores ou concentradores solares precisam ser testados e certificados em laboratórios especializados conforme as normas dos respectivos países. Então são geradas planilhas (relatórios) com todos os dados necessários para a utilização do coletor solar. A Tabela 12.9 ilustra o modelo de planilha usado para a norma EN 12795.

286

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 12.9. Modelo de relatório de resultados da norma EN 12795. Relatório dos resultados dos testes da norma EN 12795 anexado ao certificado de garantia do equipamento

Número da licença Data

Empresa licenciada

País

Marca (opcional)

Website

Endereço

Email

Código postal (CEP)

Telefone/fax

Tipos de coletor (plano, tubo sob vácuo, sem vidro) Integra-se ao telhado ou alguma cobertura? Nome do coletor

Área de abertura (m2)

Sim/Não

Comprimento bruto (mm)

Largura bruta (mm)

Altura bruta (mm)

Área bruta (m2)

Saída de potência por unidade de área do coletor G=1000 W/m2

Tm – Ta:

0K

Parâmetros de eficiência do coletor relacionados à área de abertura Veja o tipo de fluido e a vazão na nota 1

Temperatura de estagnação (ver condições climáticas na nota 2) Capacidade térmica efetiva Pressão máxima de operação (ver nota 3)

Modificadores no ângulo de incidência 𝐾𝜃 (𝜃)

Ked

Laboratório de testes Website Número de identificação do laboratório de testes Data do relatório do teste Método de teste utilizado Comentários do laboratório de testes

Nota 1

Fluido:

Vazão:

Nota 2

Irradiação

Temperatura ambiente

Nota 3

Especificações do fabricante

𝜃𝑇 ⁄𝜃𝐿 50o 𝐾𝜃 (𝜃𝑇 ) 𝐾𝜃 (𝜃𝐿 )

kg/(s m2)

10K

30K

50K

70K

𝜂0

-

a1 a2 Tstg Ceff = C/Aa Pmax

W/(m2K) W/(m2K2) oC kJ/(m2K) kPa

10o

20o

30o

40o

60o

Assinatura:

287

Alex Vazzoler Tabela 12.10. Modelo de relatório de resultados da norma EN 12795 (exemplo).

288

Fundamentos de sistemas solares térmicos Tabela 12.10. Modelo de relatório de resultados da norma EN 12795 (exemplo - continuação).

289

Capítulo

Alex Vazzoler

13 1

Anexo 3 – glossário e informações adicionais

290

Fundamentos de sistemas solares térmicos

13. Anexo 3 – Glossário e informações adicionais Absorvedor: inclui os elementos constituintes do coletor solar responsáveis pela conversão da radiação solar em energia térmica, como placa absorvedora, tinta e tubulação. Tipos : Placa / tubo ( tubos circulares, elipticos), lamina d'agua, etc. Absortividade ou absorbância (𝜶): Fração da energia radiante incidente que é absorvida pela placa absorvedora. Ângulo de Incidência da Radiação Solar Direta (θ): é o ângulo formado entre a normal à superfície e a reta determinada pela direção da radiação direta. Sua variação é: 0 ≤ θ ≤ 90º. Área externa do coletor (Aext): Área total da caixa externa do coletor, calculada em termos das dimensões X e Y. Área transparente do coletor (Atransp): Área transparente do coletor, que efetivamente permite a passagem da radiação solar que atingirá a placa absorvedora. Banda de emissão: Faixa de comprimentos de onda referente à potência emissiva espectral da placa absorvedora, definida para λ > 3μm. Banda Solar: Faixa de comprimentos de onda referente à potência emissiva espectral da radiação solar, definida para λ < 3μm. Compreende, assim, a região do ultravioleta visível e o início do infravermelho. Caixa externa: Estrutura que mantém unidos fisicamente e protegidos de agressões externas todos os materiais constituintes do coletor solar. Cobertura: Cobertura transparente, normalmente vidro, policarbonato ou plástico, que reduz as perdas de calor entre a placa absorvedora e o ambiente. Protege os componentes do coletor de agressões externas e umidade. Pode ser dos seguintes tipos: Comercial: material transparente disponível no mercado brasileiro, sem qualquer tratamento prévio. Especial: vidro especial com baixo teor de ferro ou tratado com tintas refletoras na face interna. Coeficiente de Perda de Calor (Ua): Coeficiente associado à perda total de energia por condução, convecção e radiação entre o reservatório e o ambiente pela carcaça e laterais. Expressa em W/°C Coeficiente Global de Perdas (UL): Coeficiente associado à perda total de energia por condução, convecção e radiação entre a placa absorvedora e o ambiente pelo topo, base e laterais do coletor solar. Expressa em W/m2 °C Coletor Solar Plano: Dispositivo que absorve a radiação solar global incidente e a converte em energia térmica, pelo aquecimento do fluido de trabalho. Os elementos 291

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constituintes do coletor solar plano são: cobertura, placa absorvedora, tubulação de entrada, saída e circulação do fluido de trabalho, isolamento e caixa externa. Eficiência Térmica Instantânea (η): Definida como a razão entre a energia térmica transferida para o fluido de trabalho (qutil) e a radiação solar global incidente no plano do coletor solar (G). Adota-se como referência a área externa do coletor (Aext). Pela Primeira Lei da termodinâmica é definida como:

𝜂=

𝑚̇(𝐻𝑓,𝑠 − 𝐻𝑓,𝑖 ) 𝐺𝐴𝑒𝑥𝑡

(13.1)

onde as entalpias Hf,i e Hf,s são calculadas às temperaturas do fluido à entrada e saída do coletor, respectivamente, Tf,i e Tf,s. Pelo Método da Perdas, a equação da eficiência térmica pode ser reescrita na forma:

𝜂=

𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑝 𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 {𝐾𝜏𝛼 [𝐹𝑅 (𝜏𝛼)𝑛 ] − 𝐹𝑅 𝑈𝑎 ( )} 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐼𝑑𝑖𝑟 + 𝐼𝑑𝑖𝑓

(12.5.1.2)

Ou na forma alternativa

𝜂=

𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑝 𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 {𝐾𝜏𝛼 [𝐹𝑅 (𝜏𝛼)𝑛 ] − 𝐹𝑅 𝑈𝑎 ( )} 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐺

(13.2)

em que Ta corresponde ao valor da temperatura ambiente, medida segundo procedimentos estabelecidos pela Organização Mundial de Metereologia. O gráfico de Eficiência Térmica Instantânea versus (Tf,i - Ta)/G, gerado a partir dos resultados experimentais do PBE, é expresso na forma da equação pelo método das perdas. Eficiência Térmica ou Eficiência Energética Média (𝜂med): Para cálculo da eficiência térmica média dos coletores solares, o valor da abscissa do gráfico de Eficiência Térmica Instantânea depende da finalidade de sua utilização:

𝐹𝑖𝑛𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 − 𝑏𝑎𝑛ℎ𝑜:

𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 = 0,02 ℃ 𝑊 −1 𝑚−2 𝐺

(13.3)

𝐹𝑖𝑛𝑎𝑙𝑖𝑑𝑎𝑑𝑒 − 𝑝𝑖𝑠𝑐𝑖𝑛𝑎:

𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 = 0,02 ℃ 𝑊 −1 𝑚−2 𝐺

(13.4)

A escolha destes valores é justificada pela faixa operacional típica de instalações termossolares determinada através de monitorações em condições reais de operação. Emissividade (ε): Razão entre a energia radiante real emitida pela tinta, no caso de coletores solares, e o valor que seria emitido por um corpo negro à mesma temperatura.

292

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Entalpia (H): Propriedade termodinâmica associada à energia interna do fluido. Para água na fase liquida na faixa entre 20 e 70°C, a equação empírica que relaciona entalpia com a temperatura é:

𝐻(𝑘𝐽/𝑘𝑔) = 4,1795𝑇(℃) + 0,4608

(13.5)

obtida a partir do Programa Computacional CATT de Tabelas termodinâmicas da J. Wiley & Sons. O fator de correlação (r2) para a equação de ajuste é igual a unidade. Esquema de Fluxo: Modo de circulação do fluido de trabalho na serpentina. Etiqueta de rastreabilidade: etiqueta afixada no equipamento – coletor ou reservatório térmico etiquetados, para permitir sua identificação quando colocado na obra. Família: Conjunto de modelos de um produto que, para um mesmo processo de fabricação, forem mantidos as mesmas características técnicas, materiais e parâmetros do projeto. Fator de Contato: percentual da área superficial dos tubos da serpentina, calculada pelo produto da constante π e o diâmetro D da tubulação, que está em contato físico com a placa absorvedora. Por exemplo, um fator de contato de 50% significa que a metade da área superficial do tubo é “abraçada” pela aleta. Fator de Correção para o Ângulo de Incidência (𝑲𝝉𝜶 ): é a razão entre a eficiência medida para um determinado ângulo de incidência da radiação solar - θ - e o valor máximo, obtido para θ = 0°. Quantifica a influência do ângulo de incidência da radiação direta sobre a transmissividade do vidro, desde que a operação dos coletores solares extrapola a faixa de ângulos de incidência, inferior a 30º, imposta ao ensaio para determinação da curva de eficiência térmica instantânea. Para avaliar o comportamento do coletor ao longo do dia, tornamos linear a função 𝑲𝝉𝜶 na forma:

1 𝐾𝜏𝛼 = 𝑎 + 𝑏 ( − 1) 𝑐𝑜𝑠𝜃

(13.6)

em que a e b são parâmetros de ajuste, obtidos a partir do tratamento estatístico dos dados. O fator de correção para o ângulo de incidência, aplicado à equação de eficiência térmica instantânea, corrige seu valor para ângulos de incidência superiores a 30º, sendo utilizada para determinação da produção mensal de energia pelo coletor solar. Fator de Remoção (FR): Definido como a razão entre a taxa de calor útil real transferida entre a placa absorvedora e o fluido de trabalho e o valor hipotético que seria transferido se toda a superfície estivesse à temperatura do fluido à entrada do coletor solar. Fixação Placa/Serpentina: Método de fabricação adotado pelos fabricantes para promover o contato físico entre a serpentina e a placa absorvedora. Fluido de trabalho: Fluido na fase liquida ou gasosa que circula no coletor solar e no reservatório térmico. Para aquecedores solares ensaiados no PBE, o fluido é a água. Em 293

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sistemas com trocadores de calor em circuito indireto, utiliza-se uma mistura anticongelante (etileno-glicol ou propileno-glicol) que circula através dos coletores. Instalação hidráulica: Tubulação para entrada, saída e recirculação do fluido de trabalho no reservatório. Isolamento: Material de isolamento térmico que reduz as perdas de calor por condução para a base e laterais do coletor solar e do reservatório térmico. Placa absorvedora: Também conhecida como aleta. Elemento normalmente metálico que converte a radiação solar incidente em energia térmica e promove sua transferência para o fluido de trabalho. Pintura: Tinta, normalmente preta e fosca, que cobre toda a placa absorvedora e tubulação do coletor. Aumenta a fração da radiação solar absorvida pela placa. Pode ser dos seguintes tipos: comercial: disponível no mercado brasileiro. Geralmente, valores para a absortividade na banda solar (𝛼𝑎𝑏𝑠 ), e emissividade na banda de emissão da placa (𝜀𝑎𝑏𝑠 ), não são conhecidos. especial: tintas seletivas. Apresentam altos valores para a absortividade na banda solar (𝛼𝑎𝑏𝑠 ) e valores reduzidos da emissividade na banda de emissão da placa (𝜀𝑎𝑏𝑠 ). Estes valores devem ser informados na Planilha de Especificação Técnica PET. Pré-etiqueta ou Pré-teste: devido ao longo período requerido pelo Ensaio Nãooperacional, foi proposta a criação da pré-etiqueta para os fabricantes que possuam pelo menos um modelo etiquetado. Os ensaios de eficiência térmica instantânea obedecem aos mesmos procedimentos definidos nas normas pertinentes, sendo aplicada uma única correção para os coeficientes da equação de eficiência térmica instantânea para todos os modelos ensaiados, a saber:

𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑝 𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑝 | 𝐹𝑅 (𝜏𝑣 𝛼𝑎𝑏𝑠 )| = 0,95 | 𝐹 (𝜏 𝛼 )| 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝑅 𝑣 𝑎𝑏𝑠 𝑝𝑟é−𝑒𝑡𝑖𝑞𝑢𝑒𝑡𝑎 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑜

(13.7)

𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑝 𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 𝐴𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑝 𝑇𝑓,𝑖 − 𝑇𝑎 | 𝐹𝑅 [𝑈𝑎 ( )]| = 1,02 | 𝐹𝑅 [𝑈𝑎 ( )]| 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐺 𝐴𝑒𝑥𝑡 𝐺 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑖𝑔𝑖𝑑𝑜 𝑝𝑟é−𝑒𝑡𝑖𝑞𝑢𝑒𝑡𝑎

(13.8)

Para o cálculo da produção média de energia, adota-se o valor médio do fator de correção K do ângulo de incidência da radiação direta referente a cada fabricante. Produção mensal de energia: corresponde ao produto da eficiência térmica do coletor em questão pela energia incidente no plano do coletor em média horária, integrado para o dia padrão e multiplicado por 30 para obtenção da energia gerada durante um mês, expressa em kWh/mês/coletor. Essa metodologia foi proposta pelo Florida Solar Energy Center (FSEC–GP-6-80).

294

Fundamentos de sistemas solares térmicos Para o dia padrão, adotou-se o perfil de temperatura ambiente e de radiação solar incidente, em média diária, para a cidade de Belo Horizonte, no mês de setembro. A inclinação dos coletores foi pré-definida em 25º.

Produção mensal específica de energia: calculada pela razão entre a produção mensal de energia e a área externa do coletor em teste, expressa em kWh/mês/m2. Pressão hidrostática: Pressão aplicada em um sistema onde o fluido de trabalho é água. Radiação Solar Instantânea – G: energia radiante emitida pelo Sol que atinge a superfície da Terra, expressa em W/m2. As componentes da radiação solar são: Radiação direta (Gb): parte da radiação solar que atravessa a atmosfera da terra sem sofrer qualquer alteração em sua trajetória Radiação difusa (Gd): parte da radiação solar que ao entrar na atmosfera terrestre é inicialmente absorvida, refletida ou reemitida pelos próprios elementos constituintes de nossa atmosfera. Inclui, também, a energia proveniente da vizinhança do coletor solar como solo, vegetação e obras civis.

Reservatório térmico: Tanque de armazenamento de água. Sistema Acoplado: quando os coletores solares e reservatórios térmicos que compõem o sistema estão fisicamente unidos ou constituem um corpo único. Temperatura (T): Propriedade termodinâmica, expressa comumente em graus Celsius. Nos ensaios de desempenho térmico de coletores solares e reservatórios térmicos são medidas as seguintes temperaturas: Temperatura Temperatura Temperatura Temperatura Temperatura

do Fluido à do Fluido à do Fluido à do Fluido à ambiente -

entrada do coletor – Tf,i saída do coletor – Tf,0 entrada do reservatório – TR,i saída do reservatório – TR,0 Ta

Transmissividade (𝝆): Razão entre a energia transmitida pela cobertura e energia solar incidente. Tubulação/Calhas: Tubulação de entrada e saída do fluido de trabalho no coletor solar. Tubulação/Serpentina: Tubos de circulação do fluido de trabalho no absorvedor, onde ocorre seu aquecimento. Vazão mássica (𝒎̇): Fluxo de massa do fluido de trabalho medido à entrada e saída do coletor solar, expresso em kg/s. A equação que relaciona as vazões mássica e volumétrica (Q) é:

𝑚̇ = 𝑄𝜌 =

𝑄 𝑣

(13.9)

295

Alex Vazzoler

onde 𝜌 𝑒 𝑣 correspondem a densidade e ao volume específico do fluido na temperatura de operação. Vazão volumétrica (Q): Fluxo volumétrico do fluido de trabalho, expresso em m3/s. Volume específico (𝒗): Propriedade termodinâmica definida como a razão entre o volume do fluido de trabalho e sua massa. Para água na fase liquida na faixa entre 20 e 70°C, a equação empírica que relaciona volume específico e temperatura é:

𝑣(𝑚3 𝑘𝑔−1 ) = 1,34. 10−11 𝑇 3 + 5,66. 10−9 𝑇 2 + 2,62. 10−9 𝑇 2 + 9,99. 10−4

(13.10)

obtida a partir do Programa Computacional CATT de Tabelas Termodinâmicas da J. Wiley & Sons para temperatura expressa em graus Celsius. O fator de correlação (r2) para a equação de ajuste é igual a unidade.

296

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Conversão de unidades e relações úteis

Constantes físicas Constante universal do gases = R = 8.314 m3.Pa/mol.K = 8,314 J/mol.K = 0.08314 L.bar/mol.K = 0.08206 L.atm/mol.K = 62.36 L.mm Hg/mol.K = 0.7302 ft3.atm/lbmole.R = 10.73 ft3.psia/lbmole.R = 1.987 cal/mol.K = 1.987 Btu/lbmole.R Aceleração normal da gravidade = g = 9,80665 m/s2 = 32,17405 ft/s² = 9.8066 m/s2 = 980.66 cm/s2 = 32.174 ft/s Fator de conversão da lei de newton = gc = 9,80665 kg.m/kgf.s2 = 32,174 lb.ft/lbf.s2 Número de avogadro = NA = 6,023.E23 moléc/mol.g Constante de Boltzmann = kb = R/NA = 1,3805.E-16 erg/moléc.K Constante de Planck = h = 6,6242.E-27 erg.s Constante de Faraday = F = 96520 coulomb/equiv-g Constante de radiação de Stefan-Boltzmann = hr = 5,67E-8 W/m2.K4 = 4,878E-8 kcal/h.m2.K = 0,1712E-8 BTU/h.ft2.R Carga do elétron = e = 1,602E-19 Coulomb Constante da velocidade da luz no vácuo = c = 299792,458 m/s Condições padrão: CNTP (0oC e 1 atm) até 1982 CPTP (0oC e 1 bar) atual

Volume molar (CPTP) = 22,71 L.mol -1

Dados da água Gravidade específica: SG = ρ (20 ̊ C)/ρágua (4 ̊ C) Densidade da água: ρágua (4°C) = 1000 kg/m3 = 62.43 lbm/ft3 = 1,0 g/cm3 ρágua (25 °C) = 997,08 kg/m3 = 62.25 lbm/ft3 = 0,99709 g/cm3 Calor específico: Ĉp,água (25°C) = 4,182 kJ/kg.K = 0,9989 cal/g°C = 0,9997 Btu/lbm°F Viscosidade absoluta: μágua (25 ℃) = 8.937 x 10‐4 Pa.s (kg/m.s) = 0.8937 cp = 0.8937 x 10‐2 g/cm.s = 6.005 x 10‐4 lbm/ft.s Calor latente de fusão da água a 0 oC e 1 atm = 333,2 kJ/kg = 143,3 BTU/lbm Dados do Ar Composição molar: Valor real: 78,03% (N2), 20,09% (O2), 0,94% (Ar), 0,03% (CO2), 0,01% (H2, He, Ne, Kr, Xe) Valor aproximado: 79% N2 / 21% O2 Calor específico: Ĉp,ar (20°C) = 1,011 kJ/kg. 𝐶𝑝,𝑎𝑟 (𝐽/𝑘𝑔. 𝐾) = 1009,26 − 4,04. 10−3 (𝑇 − 273,16) + 6,18. 10−4 (𝑇 − 273,16)2 − 4,097. 10−8 (𝑇 − 273,16)3 Viscosidade: 𝜇𝑎𝑟 (20℃)=18,2.10-6 Pa.s Massa molar média: Mar = 29 g/mol

297

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Tabela C.1. Conversão de unidades.

COMPRIMENTO

ÁREA VOLUME

MASSA VELOCIDADE

1 km = 103 m 1 cm = 10−2 m 1 mm = 10−3 m −6 1 micron (µ) = 10 𝑚 1 milimicron (mµ) = 10−9 𝑚 1 angstron (A) = 10−10 𝑚 1 ft = 12 in = 30,48 cm 1 in = 2,54 cm 1 m = 39,37 in = 3,28 ft 1 milha = 1,609 km = 1609 m 1𝑓𝑡 2 = 144 𝑖𝑛2 = 929𝑐𝑚2

1 𝑚2 = 10, 76 𝑓𝑡 2 = 104 𝑐𝑚2

1L = 103 𝑐𝑚3 = 61,02 𝑖𝑛3 = 0,03532 𝑓𝑡 3 1𝑚3 = 103 𝑙 = 35,32 𝑓𝑡 3 3 3 3 1𝑓𝑡 = 7,481 US galão = 0,02832𝑚 = 28,32 𝐿1 US galão = 231𝑖𝑛 = 3,785𝑙 1 galão imperial = 1,201 US galão

1 barril = 158,9873L = 42 US galão

1 kg = 2,2046 lb = 0,06852 slug

1 lb = 453,6 g = 0,03108 slug

1 slug = 32,174 lb = 14,59 kg

1 km/h = 0,2778 m/s = 0,6214 mi/h = 0,9113 ft/sec 1 mi/h = 1,467 ft/sec = 1,609 km/h = 0,447 m/s

FORÇA

1 N = 105 𝑑𝑖𝑛𝑎 = 0,1020 𝑘𝑓 = 0,2248 lbf 1 𝑙𝑏𝑓 = 4,448 N = 0,4536 𝑘𝑔𝑓 = 32,17 pdl

ENERGIA

1 𝑘𝑔𝑓 = 9,8 N

1 J = 107 erg = 0,7376 lbf . ft = 0,238 g. cal = 9,481. 10−4 BTU 1 cal = 4,186 J = 3,087 1 𝑙𝑏𝑓 . 𝑓𝑡 = 1,356 J = 0,3239 cal = 1,285.10−3 BTU

POTÊNCIA

1𝑙𝑏𝑓 = 32,2 pdl

𝑙𝑏𝑓 . 𝑓𝑡 = 3,968.10−3 BTU 6 1 kWh = 3,6.10 J = 860 kcal = 3413 BTU

1 W = 1 J/s = 107 erg/s = 0,2389 cal/s

1 HP = 550 𝑙𝑏𝑓 .ft/sec = 745,7 W

1 kW = 1,341 HP = 737,6 𝑙𝑏𝑓 .ft/sec = 0,9483 BTU/sec PRESSÃO

1 N/𝑚2 = 10 dina/𝑐𝑚2 = 9,868.10−6 atm = 2,089.10−2 𝑙𝑏𝑓 /𝑓𝑡 2 = 1,02.10-5 kgf.cm-2 1 psi = 1 𝑙𝑏𝑓 /𝑖𝑛2 = 6895 𝑁/𝑚2 = 5,171 cmHg = 26,78 in água 1 atm = 10,33 mca = 1,01325 bar = 101,325kPa

1 torr = 133,322 Pa

1 atm = 1,013.105 N/𝑚2 = 14,7 𝑙𝑏𝑓 /𝑖𝑛2 (𝑝𝑠𝑖) = 76 cmHg = 406,8 in água = 0,99274 kgf.cm-2 ÂNGULO DENSIDADE

1 rad = 57,296°

1° = 0,017453 rad

1g/𝑐𝑚3 = 103 𝑘𝑔/𝑚3 = 62,43 lb/𝑓𝑡 3 = 1,49 slug/𝑓𝑡 3 = 0,0361 𝑙𝑏𝑚/𝑖𝑛3 1lb/𝑓𝑡 3 = 0,01602 g/𝑐𝑚3 = 16,0185 𝑘𝑔/𝑚3

1 slug/𝑓𝑡 3 = 0,5154 g/𝑐𝑚3 2,09.10−3 𝑙𝑏𝑓 . 𝑠𝑒𝑐/𝑓𝑡 2 = 0,0672 pdl.sec/𝑓𝑡 2 =

VISCOSIDADE DINÂMICA

1 poise (p) = 1 g/cm.s = 6,72.10-4 lb/ft.s = 0,1𝑘𝑔/𝑚. 𝑠 (𝑃𝑎. 𝑠)

VICOSIDADE CINEMÁTICA

1 stokes (St) = 102 centistokes (cSt) = 1,076.10−3 𝑓𝑡 2 /𝑠𝑒𝑐 = 1 𝑐𝑚2 /𝑠 = 10−4 𝑚2 /𝑠

TEMPERATURA

1 𝑓𝑡 2 /𝑠𝑒𝑐 = 92900 (cSt) = 0,01 St K = °C + 273,15 = 5/9 R

°C = 5⁄9.(°F - 32) = K – 273,15

R = °F + 459,67 = 9/5.K

Zero absoluto = - 273,16 oC = - 459,69 oF

°F = 9⁄5.°C + 32 = R – 459,67

298

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Tabela C.2. Análise dimensional das variáveis. Grandeza Física

MLT

Dimensões FLT

CGS

MKS

Comprimento

L

L

cm

m

ft

ft

Massa

M

F.L−1 T 2

g

kg

lb

slug

Tempo

T

T

s

s

sec

sec

Velocidade

LT −1

LT −1

cm/s

m/s

ft/sec

ft/sec

Aceleração

LT −2

LT −2

cm/s 2

m/𝑠 2

ft/𝑠𝑒𝑐 2

ft/𝑠𝑒𝑐 2

Força

MLT −2

F

g. cm/s2 = dina

kg.m/𝑠 2 = Newton =N

lb.ft/𝑠𝑒𝑐 2 = poundal (pdl)

slug.ft/𝑒𝑐 2 = 𝑙𝑏𝑓

Quantidade de movimento

MLT −1

F.T

dina.s

N.s

pdl.sec

𝑙𝑏𝑓 .sec

Energia

ML2 T −2

dina.cm = erg

N.m = Joule (J)

pdl.ft

𝑙𝑏𝑓 .ft

Potência

ML2 T −3

F.L T

erg/s

J/s = Watts (W)

pdl.ft/sec

𝑙𝑏𝑓 .ft/sec

Torque

ML2 T −2

F.L

erg

J

pdl.ft

𝑙𝑏𝑓 .ft

pdl/𝑓𝑡 2

𝑙𝑏𝑓 . 𝑓𝑡 2 (p.s.f)

F.L

−1

Unidades no sistema FPS Engenharia

Pressão

ML−1 T −2

F.L−2

dina/cm2

N/𝑚2 = Pascal (Pa)

Densidade

ML−3

F.L−4 T 2

g/cm3

kg/𝑚3

lb/𝑓𝑡 3

slug/𝑓𝑡 3

−2

g/cm.s = (poise)

kg/m.s

lb/ft.sec = pdl.sec/𝑓𝑡 2

slug/ft.sec = 𝑙𝑏𝑓 .sec/𝑓𝑡 2

𝑚2 /s

𝑓𝑡 2 /s

𝑓𝑡 2 /s

Viscosidade

−1 −1

ML T

F.L T

Viscosidade cinemática

L2 T −1

L2 T −1

cm2 /s = Stokes (St)

Tensão superficial

MT −2

F.L−1

dina/cm

N/m

pdl/ft

lbf /ft

Velocidade angular

T −1

T −1

rad/s

rad/s

rad/sec

rad/sec

Momento de inércia

ML2

F.L T 2

g.cm2

kg.m2

lb.ft 2

slug.ft 2

Vazão volumétrica

L3 T −1

L3 T −1

cm3 /s

m3 /s

ft 3 /s (c.f.s)

ft 3 /s (c.f.s)

Vazão mássica

MT −1

F.L−1 T

g/s

kg/s

lb/sec

slug/sec

299

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Tabela C.3. Velocidades recomendadas e perdas de carga. Fluido Acetileno Ar (0 a 2 atm manométrico) Amônia, gás Amônia líquida Benzeno Bromo, gás Bromo, Líquido Cloreto de cálcio Tetracloreto de carbono Cloro, gás seco (sem água) Cloro, Líquido seco Clorofórmio, gás Clorofórmio, líquido Etileno, gás Dibrometo de etileno Dicloreto de etileno Etileno glicol Ácido clorídrico, líquido Ácido clorídrico, gás Hidrogênio Cloreto de metila, gás Cloreto de metila, líquido Gás natural Óleos lubrificantes Oxigênio (Temp. ambiente) Oxigênio (Baixa temp.) Percloroetileno Propileno glicol Solução de cloreto de sódio (sem sólidos)

Material Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Vidro Vidro Aço carbono Aço carbono Tubo de aço, Sch 80* Tubo de aço, Sch 80* Cobre, aço carbono Cobre, aço carbono Cobre, aço carbono Vidro Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono (até 20 bar) Aço 304 SS Aço carbono Aço carbono Aço carbono

Velocidade (m/s) 18 a 20 1,8 25 a 30 1,5 a 1,8 1,5 a 1,8 10 1,2 1,2 1,3 a 1,5 10 a 25 1,2 a 1,5 10 1,8 30 1,2 1,8 1,8 1,2 a 1,5 15 a 20 18 a 20 20 1,8 25 a 30 1,8 6,6 (máximo) 18 a 20 1,8 1,5 1,5

Solução de cloreto de sódio (com sólidos)

Monel Níquel

4,5 (máximo) 1,8 (máximo)

Hidróxido de sódio (0-30 %wt) Hidróxido de sódio (30-50 %wt) Hidróxido de sódio (50-73 %wt) Dióxido de enxofre Estireno Ácido sulfúrico (88-93 %wt) Ácido sulfúrico (93-100 %wt) Tricloroetano Cloreto de vinila Cloreto de vinilideno Solução de aminas Óxido de sódio (5 a 30 %wt) Óxido de sódio (30 a 50 %wt) Óxido de sódio (50 a 70 %wt)

Aço, níquel Aço, níquel Aço, níquel Aço carbono Aço carbono 316 SS Ferro carbono, Aço, Sch 80 Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono Aço carbono

1,8 1,5 1,3 18 a 20 1,8 1,2 1,0 a 1,2 1,8 1,8 1,8 1,5 a 2,1 1,6 a 1,8 1,3 a 1,5 1,0 a 1,5

300

Fundamentos de sistemas solares térmicos *Os Tubos Schedule são tubos de condução que obedecem à norma NBR-5590. Eles são equivalentes aos tubos da norma ASTM A-53. São estruturas de aço carbono feitas para condução de fluidos com exigências específicas de pressão, temperatura ou características corrosivas. %wt = percentual de massa do soluto.

Os valores da Tabela C.3 foram retirados de valores heurísticos e de balanços econômicos pela Petrobrás S.A no ano de 2015. Uma última consideração é que, usualmente, adota-se como queda de pressão em equipamentos uma perda de carga de 0,5 bar. E em condições limite, como colunas de recheio com líquidos, perdas de carga de até 1 bar. Acima destes valores os custos com bombeamento e compressão podem tornar-se não atrativos.

Tabela C.4. Velocidades recomendáveis para água e vapor. Fluido

Material

Velocidade (m/s)

Linha principal (16” a 36”)

Aço carbono

2,4 a 3,0

Linha para equipamento (entrada e saída) Sucção de bombas

Aço carbono

2,4 a 3,5

Aço carbono

1,0 a 2,4

Descarga de bombas

Aço carbono

1,8 a 3.6

Água do mar

Revestido com borracha

1,5 a 2,4

Água do mar

Revestido com borracha

1,5 a 3,6

Água

Vapor Saturado de baixa pressão para aquecimento (0 a 2 bar) Saturado de média pressão para aquecimento (2 a 10 bar) Saturado acima de 10 bar

20 a 30

Superaquecido até 10 bar

30 a 50

Superaquecido acima de 10 bar

32 a 75

Entrada de bomba (movida a vapor) Entrada da turbina (vapor saturado) Entrada da turbina (vapor superaquecido) Vapor exausto de turbina (0 a 2 bar)

30 a 45

30 a 50 32 a 75

30 a 45 45 a 100 20 a 40

301

Alex Vazzoler

Tabela C.5. Velocidades recomendáveis para hidrocarbonetos. Óleos Viscosidade média (𝝁 < 𝟏𝟎 𝒄𝑷) Sucção das bombas Descarga de bombas Escoamento por gravidade

Velocidade (m/s) 0,9 a 1,8 1,5 a 2,4 0,6 a 1,5

Alta viscosidade (asfalto e óleos pesados) Sucção das bombas Descarga de bombas Escoamento por gravidade Vapor de hidrocarbonetos Topo de fracionadora Outros (úmido) Outros (seco)

0,15 a 0,3 1,2 a 1,5 0,3 a 0,9

23 (máximo) 23 a 43 40 a 60

Tabela C.6. Velocidades recomendáveis para vapores conforme massa molar e pressão. Massa molar (g/mol) 18 29 44 100 200 400

27” vácuo 73 56 48 34 27 23

Pressões absolutas (bar) 15” vácuo 0 3,5 7 40 29 17 14 30 23 14 12 26 19 11 9 18 13 8 7 15 11 6 5 13 9 6 5

14 12 10 7 6 4

35 10 8 6

Alguns valores de perda de carga recomendáveis: Gases de processo Linhas críticas

Descarga de compressores, topo de coluna, linha limitada por baixa queda de pressão disponível (∆P):

0,02 𝑏𝑎𝑟 < ∆𝑃100𝑚 ∗< 0,06 𝑏𝑎𝑟 Linhas normais

0,1 𝑏𝑎𝑟 < ∆𝑃100𝑚 < 0,3 𝑏𝑎𝑟

Líquidos Sucção de bombas ou escoamento por gravidade: 0,05 𝑏𝑎𝑟 < ∆𝑃100𝑚 < 0,09 𝑏𝑎𝑟; Descarga de bomba ou linha de alta pressão: 0,35 𝑏𝑎𝑟 < ∆𝑃100𝑚 < 0,5 𝑏𝑎𝑟 * Em que ∆𝑃100𝑚 é a queda de pressão em um trecho de 100 m. Por exemplo, o limite inferior de perda de carga da descarga de uma bomba é 0,35 bar/100 m = 3,5.10 -3 bar/m.

302

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Tabela C.7. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor. Tipos de sistemas de troca térmica Tubos Aquecimento ou resfriamento sem mudança de fase Tubos Condensação Tubos Evaporação

Resfriadores a ar

Aplicações Gases à pressão atmosférica dentro e fora do tubo Gases à alta pressão (> 10 bar) dentro e fora do tubo

5 a 35 150 a 500

Líquido fora (ou dentro) e gás a pressão atmosférica dentro (ou fora) do tubo Gás a alta pressão dentro do tubo e liquido fora

15 a 70 200 a 400

Líquido fora e dentro dos tubo Vapor fora e líquida dentro do tubo Vapor fora e água de resfriamento dentro do tubo

Trocadores com placas em espiral

150 a 1200 300 a 1200 1500 a 4000

Vapores orgânicos, ou amônia, fora do tubo e água de resfriamento dentro Vapor fora do tubo e líquido altamente viscoso dentro, convecção natural

300 a 1200 300 a 900

Vapor fora do tubo e líquido com baixa viscosidade dentro, convecção natural Vapor fora do tubo e líquido dentro, convecção forçada

600 a 1700 900 a 3000

Resfriamento da água

600 a 750

Resfriamento de hidrocarbonetos líquidos leves Resfriamento de alcatrão (tar)

400 a 550 30 a 60

Resfriamento de ar ou gases ácidos ou de queima (flue gas) Resfriamento de gases de hidrocarbonetos Condensação de vapor de baixa pressão

Trocadores com placas planas

U (W m-2 oC-1)

60 a 180 200 a 450 700 a 850

Condensação de vapores de hidrocarbonetos Liquido - líquido

350 a 500 1000 a 4000

Liquido-liquido Condensação de vapores a líquidos

700 – 2500 900 - 3500

O coeficiente global de transferência de calor (U) é coeficiente de proporcionalidade entre o fluxo de calor (q em Watts, W) e a diferença de temperatura real (∆Tr em oC), força motriz do fenômeno de transferência de calor, expresso pela equação C.1.

𝑞 = 𝑈𝐴∆𝑇𝑟

(𝐶. 1)

em que, A é a área de trannferência de calor (em m2). Os maiores valores de coeficientes de transferência de calor das Tabelas C.7 e C.8, referem-se a condições de alta velocidade de escoamento (e consequentemente, próximo ao limite de perda de carga admissível) e com baixas resistências de transferência de calor e/ou fluidos limpos (sem incrustrações, depósitos ou outras impurezas acumuladas) [146].

303

Alex Vazzoler

Tabela C.8. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor [146]. Equipamentos

Fluido quente

Fluido frio

Trocadores de calor

Corrente de processo

Corrente de processo

Água

Água

Solventes orgânicos

Solventes orgânicos

100 - 300

Óleos leves

Óleos leves

100 - 400

Óleos pesados

Óleos pesados

50 - 300

Óleo bruto reduzido (Reduced crude)

Óleo cru vaporizado (Flashed crude)

35 - 150

DEA* Regerenerado

DEA sujo (Foul DEA)

Gases (P = 1 atm)

Gases (P = 1 atm)

Gases (P = 200 bar)

Gases (P = 200 bar)

Corrente quente

Utilidade fria

Solventes orgânicos

Água

250 - 750

Óleos leves

Água

350 - 700

Óleos pesados

Água

60 - 300

Óleo bruto reduzido (Reduced crude)

Água

75 - 200

Gases (P = 1 atm)

Água

5 - 35

Gases (P = 200 bar)

Água

150 - 400

Gases

Água

20 - 300

Solventes orgânicos

Salmoura (brine)

Água

Salmoura

600 - 1200

Gases

Salmoura

15 - 250

Utilidade quente

Corrente fria

Vapor

Água

Vapor

Solventes orgânicos

Vapor

Óleos leves

Vapor

Óleos pesados

60 - 450

Vapor

Gases

30 - 300

Óleo térmico para aquecimento

Óleos pesados

50 - 300

Óleo térmico para aquecimento

Gases

20 - 200

Gases ácidos (flue gas)

Vapor

30 - 100

Gases ácidos (flue gas)

Vapores de hidrocarbonetos

Resfriadores

Aquecedores

U [W/m2C]

800 - 1500

450 - 650 5 - 35 100 - 300

150 - 500

1500 - 4000 500 - 1000 300 - 900

30 -100

* DEA = Dietanolamina, frequentemente abreviada como DEA, é um composto químico orgânico utilizado para remoção de gases ácidos de hidrocarbonetos. Trocadores de calor estabelecem trocas de calor entre correntes de processo, aquecedores utilizam utilidades quente para aquecer correntes frias e resfriadores removem calor de correntes quentes empregando utilidades frias.

304

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Tabela C.8. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor (continuação) [146].

Equipamentos

Fluido quente

Fluido frio

Condensadores

Correntes quentes

Utilidades frias

Vapor de substâncias aquosas

Água

1000 - 1500

Vapores orgânicos

Água

700 - 1000

Hidrocarbonetos de refinaria

Água

400 - 550

Vapor com alguns não condensáveis

Água

500 - 700

Condensação a vácuo

Água

200 - 500

Utilidades quentes

Correntes frias

Vapor

Soluções aquosas

Vapor

Orgânicos leves

Vapor

Orgânicos pesados

600 - 900

Óleo térmico para aquecimento

Hidrocarbonetos de refinaria

250 - 550

Vaporizadores

Resfriadores a ar

Fluidos de processo

U [W/m2C]

1000 - 1500 900 - 1200

U [W/m2C]

Água

300 - 450

Orgânicos leves

300 - 700

Orgânicos pesados

50 - 150

Gases

50 - 300

Hidrocarbonetos em condensação

300 - 600

Serpentinas de imersão

Serpentina

Meio de imersão (Pool)

U [W/m2C]

Convecção natural

Vapor

Soluções aquosas diluídas

500 - 1000

Vapor

Óleos leves

200 - 300

Vapor

Óleos pesados

70 - 150

Soluções aquosas

Água

200 - 500

Orgânicos leves

Água

100 - 150

Vapor

Soluções aquosas diluídas

800 - 1500

Vapor

Óleos leves

300 - 500

Vapor

Óleos pesados

200 - 400

Soluções aquosas

Água

400 - 700

Orgânicos leves

Água

200 - 300

Sob agitação

305

Alex Vazzoler

Tabela C.8. Coeficientes típicos de transferência de calor (U) para alguns fluidos e sistemas de transferência de calor (continuação). Equipamentos

Fluido quente

Fluido frio

U [W/m2C]

Vasos com camisas

Camisa (jacket)

Vaso

Vapor

Soluções aquosas diluídas

500 - 700

Vapor

Orgânicos leves

250 - 500

Água

Soluções aquosas diluídas

200 - 500

Água

Orgânicos leves

200 - 300

Os concentradores solares sofrem com deposições de incrustrações, estes valores são listados abaixo. Conforme Duffie et al. [6] e dados disponibilizados por Polley [147] e Sinnott e Towler [148] os fator de incrustração em um concentrador solar é aproximadamente o de um trocador de calor bitubular.

Tabela C.9. Fatores de incrustração de água para coletores e concentradores solares, e outros sistemas tubulares de aquecimento. Fluido térmico Temperatura (⸰C) Velocidade (m/s)

Fatores de incrustração (Rf, m2 K W-1) 50 a 115 Abaixo de 0,9 Acima de 0,9

115 a 205 Abaixo de 0,9 Acima de 0,9

Água não especificada

0,000528

0,000352

Água de resfriamento Tratada

0,000176

0,000176

0,000352

0,000352

Não tratada

0,000528

0,000528

0,000881

0,000705

Água tratada por ETA

0,000176

0,000176

0,000352

0,000352

Água de rio* Mínimo Média

0,000352 0,000528

0,000176 0,000352

0,000528 0,000705

0,000352 0,000528

Àgua barrenta ou com argila Água dura (acima de 3,9 g/litro)

0,000528 0,000528

0,000352 0,000528

0,000705 0,000881

0,000528 0,000881

Água destilada (ciclo fechado) Condensado Alimentação de caldeira Descarga (blowndown) de caldeira

0,000088 0,000176 0,000352

0,000088 0,000176 0,000352

0,000088 0,000176 0,000352

0,000088 0,000176 0,000352

*Considerar um recurso hídrico Classe 1 conforme a Resolução CONAMA no 274, de 2000.

306

Fundamentos de sistemas solares térmicos

Tabela C.10. Fatores de incrustração e coeficientes de filme de diferentes fluidos para sistemas de troca térmica. Fluidos

Coeficientes de transferência (W m-2 oC-1)

Fator de incrustração (m2 oC W-1)

3000 a 12000

0,0003 a 0,0001

Água do mar

1000 a 3000

0,001 a 0,0003

Água de resfriamento (torres)

3000 a 6000

0,0003 a 0,00017

Água de abastecimento urbano

3000 a 5000

0,0003 a 0,0002

Água de abastecimento dura (acima de 3,9 g/litro)

1000 a 2000

0,001 a 0,0005

Condensado do vapor

1500 a 5000

0,00067 a 0,0002

4000 a 10000

0,0025 a 0,0001

Vapor (contaminação com óleo)

2000 a 5000

0,0005 a 0,0002

Salmoura para refrigeração

3000 a 5000

0,0003 a 0,0002

5000 a 10000

0,0002 a 0,0001

2000 a 5000

0,0005 a 0,0002

Vapores orgânicos

5000

0,0002

Líquidos orgânicos

5000

0,0002

Hidrocarbonetos leves

5000

0,0002

Hidrocarbonetos pesados

2000

0,0005

Orgânicos em ebulição

2500

0,0004

Orgânicos em condensação

5000

0,0002

Fluidos térmicos até 250 ⸰C (ex. Dowtherm ou Paratherm)

5000

0,0002

Fluidos térmicos entre 250 e 370 ⸰C

3000

0,0002

3000 a 5000

0,0003 a 0,0002

50000 a 100000

0,0001

1300 a 2700

0,0007 a 0,0002

Água de rio

Vapor (sem óleo)

Ar e gases industriais Gases ácidos

Soluções aquosas salinas Metais líquidos (torres concentradoras) Sais fundidos (torres concentradoras)

307

Capítulo

Alex Vazzoler

14 1

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Fundamentos de sistemas solares térmicos

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