ESTUDO EXPERIMENTAL

Foram fabricados quatro termossifões com diferentes fatores de enchimento, conforme especificado na Tabela 5-1. O material do invólucro utilizado foi aço inoxidável AISI 316L [22], com espessura de parede de 3 mm. O diâmetro externo dos termossifões foi de 25,4 mm e os comprimentos do evaporador, da seção adiabática e do condensador foram de 100, 50 e 200 mm, respectivamente. O sódio utilizado no carregamento tinha uma pureza mínima de 99,8%, o qual foi carregado em estado líquido segundo a metodologia apresentada no Capítulo 2. Para determinar a massa de sódio inserida no termossifão, o termossifão foi pesado, antes e depois do carregamento, considerando a quantidade de sódio inserida no termossifão a diferença entre as medições. As medições foram realizadas com uma balança com precisão de 0,01g. A razão de enchimento é obtida a partir da razão do volume de sódio carregado pelo volume do evaporador, sendo que o volume do sódio depende da sua temperatura.

Tabela 5-1: Classificação dos termossifões segundo a massa e razão de enchimento Termossifão ^Massa Sódio [g] RE (25°C) RE (427°C) T8g 7,92 27,7% 31,5% T17g 17,33 60,6% 68,9% T24g 24,16 84,5% 96,0% T36g 36,25 126,8% 144,0% 5.3.1 Bancada Experimental

Os termossifões foram testados num forno de indução de média frequência onde o calor é fornecido através de um indutor de cobre de 100 mm de diâmetro (Figura 5-6a). O nível de indução no forno e,

consequentemente o calor aportado, é controlado através da intensidade de corrente, que varia de 250 a 950 A. Treze termopares do tipo K para alta temperatura e com erro de ±1,1ºC até 275°C e de 1% do valor registrado até 1425°C foram montados ao longo do termossifão segundo o esquema apresentado na Figura 5-6b.

O calor transportado pelo termossifão foi calculado a partir do calor rejeitado pelo condensador. O condensador foi dividido em n volumes de controle, e o calor total foi determinado através da somatória do calor rejeitado por cada um destes volumes de controle, isto é:

 



onde Tc_i e T0 são, respectivamente, a temperatura da parede do condensador no volume de controle e a temperatura ambiente, ambas registradas experimentalmente, Dext é o diâmetro externo do termossifão, ∆yi corresponde ao comprimento do volume de controle e heq_i é o coeficiente de transferência de calor equivalente, que envolve os dois mecanismos de transferências de calor do condensador: convecção natural e a radiação do termossifão com o ambiente, ou seja:



 

_ _ 0 _ 0 ,

eq i cn B c i c i

h h 



onde coeficiente médio de transferência de calor por convecção natural (h^̅_cn) é calculado pela correlação proposta em [20]para cilindros verticais, σB=5,67x10-8 W/m2K4 é a constante de Stefan-Boltzman e ε é a emissividade total hemisférica do tubo.

Como mostrado no Capítulo 2, foi realizado um estudo do comportamento da emissividade em função da temperatura utilizando uma câmara termográfica. Para determinar a emissividade do material, foi montado um termopar na superfície do termossifão, o qual foi aquecido no forno de indução. A faixa de temperatura estudada foi de 500 a 1400 K, e para cada medição de temperatura realizada, a emissividade do material foi ajustada na câmara termográfica de maneira que a diferença de temperatura entre o termopar e a câmara termográfica não fosse maior ao erro experimental dos termopares. Os resultados mostraram que para toda a faixa de temperatura estudada a média da emissividade foi de 0,702±0,014, o qual foi utilizada para o cálculo do coeficiente de transferência de calor por radiação. É importante destacar que, antes da

medição da emissividade, o termossifão foi aquecido até que a temperatura no topo do termossifões atingisse no mínimo 700°C. Isso foi feito com o objetivo de favorecer a migração de carbono à superfície do termossifão, formando uma camada preta e homogênea ao longo de toda a superfície, de modo a se obter uma emissividade praticamente constante com a temperatura.

a) b)

Figura 5-6: a) Termossifões de aço inoxidável 316L operando no forno de indução. b) Distribuição dos termopares ao longo do termossifão.

5.4 RESULTADOS

A Figura 5-7 mostra o gráfico de desempenho dos termossifões estudados neste trabalho. O gráfico mostra as taxas de transferência de calor medidas para diversos níveis de temperatura de vapor dos termossifões. Quanto mais alta a taxa de transferência de calor para uma mesma temperatura, melhor o desempenho do termossifão. No mesmo gráfico são apresentados os resultados obtidos para o modelo matemático desenvolvido para o limite de startup, apresenado na equação (5-15), e o limite do contínuo, apresentado na equação (5-17).

Quando o termossifão opera na região de aleta, isto é, quando a taxa de calor transferido pelo termossifão é maior que o limite de startup e menor que o limite do contínuo, observa-se que quanto menor é a razão de enchimento, melhor é o desempenho do termossifão. No regime de escoamento contínuo do vapor, isto é, quando a taxa de calor transferido no termossifão é maior que o limite contínuo, observa-se que o desempenho dos termossifões é praticamente o mesmo, independentemente da razão de enchimento. Quando a taxa de calor transferida pelo termossifão é menor que o limíte de stratup, o termossifão ainda não entra em operação, comportando-se de forma similar a um tubo vazio. As temperaturas de início de operação para todos os casos estudados são apresentadas na Tabela 5-2, onde se observa que quanto menor é a razão de enchimento, tanto menor é a temperatura de início de operação.

Apesar de não ter sido possível determinar exatamente a taxa de transferência de calor necessária para atingir o limite de startup, ou melhor, para iniciar a operação, observa-se experimentalmente que para taxas de calor menores que a predita pela equação (5-15), nenhum termossifão entrou em operação, apresentando um comportamento similar a um tubo vazio. Já para taxas de calor maiores que a predita pela equação (5-15), em todos os casos estudados, os termossifões entraram em operação, o que foi evidenciado experimentalmente pelo aumento súbito na taxa de calor transferida pelo termossifão, que coincide quando a temperatura registrada no primeiro termopar do condensador (T8) atinge a temperatura do contínuo, calculada através da equação (5-1), que para o caso dos termossifões estudados foi de aproximadamente 700 K. Da mesma forma que no caso anterior, não foi possível determinar exatamente a taxa de transferência de calor necessária para atingir o limite do contínuo, porém experimentalmente observa-se que para taxas de calor menores que a prevista pela equação (5-17), todos os termossifões apresentaram altos gradientes de temperatura, sendo que a temperatura no

último termopar do condensador (T13) foi menor que 700 K. Para taxas de calor maiores que a predita pela equação (5-17), em todos os casos estudados, os termossifões apresentavam temperaturas no último termopar do condensador (T13) maiores que 700 K, o que demonstra que todo o termossifão operava em regime do contínuo.

Desta forma é possível concluir que os modelos matemáticos desenvolvidos para determinar o limite de startup e limite do contínuo se apresentam como boas ferramentas para projetos de termossifões bifásicos operando com sódio como fluido de trabalho.

Tabela 5-2: Temperaturas de início de operação Termossifão ^{Início de} Operação T8g 805 K T17g 818 K T24g 970 K T36g 966 K

Figura 5-7: Resultados experimentais e limites de startup e contínuo A Figura 5-8 ilustra a imagem do termossifão T17g operando três níveis de potência térmica. Os pontos de operação mostrados nas Figura 5-8a, 5-8b e 5-8c são representados pelos pontos (1), (2) e (3) da Figura

5-7, respectivamente. Observa-se em todos os casos altos gradientes de temperatura ao longo do condensador, onde a diferença de temperatura entre a base e o topo do condensador foi de 490, 410 e 180 K para as Figura 5-8a, 5-8b e 5-8c, respectivamente. É importante destacar que no ponto (3) da Figura 5-7, quando a temperatura do vapor na ponta foi maior que 700 K, a diferença de temperatura entre a base e o topo do condensador foi de 180 K, mostrando que, mesmo o termossifão operando em regime do contínuo, este pode apresentar ponta fria.

a) b) c)

Figura 5-8: Condensador do termossifão T17g. a) operando a 40,5 W. b) operando a 293,2 [W]. c) operando a 508,2 [W]

Para se ter certeza de que a ponta fria observada experimentalmente nos termossifões não tinha sido originada pela presença de gases não condensáveis (GNC), e sim devida à falha na hipótese do contínuo, foi realizado, em todos os termossifões estudados neste capítulo, um procedimento de purga antes da realização dos experimentos. A Figura 5-9a mostra uma imagem do termossifão T17g durante o processo de purga no forno de indução, sendo monitorado por uma câmara termográfica. Como apresentado no Capítulo 2, todos os termossifões contavam com um reservatório de GNC.

O procedimento de purga consistia no aquecimento do evaporador do termossifão até que a temperatura na ponta do condensador fosse de 880 °C, garantindo uma pressão interna no termossifão superior a 1bar

(pressão de saturação do sódio a 880°C). Assim, no caso de existir ainda GNC no termossifão, estes seriam empurrados pelo vapor de sódio até reservatório de GNC, para, posteriormente se fechar a válvula que conecta o termossifão com o reservatório e se resfriar o termossifão até temperatura ambiente.

a) b) c) d)

Figura 5-9: a) Aquecimento do termossifão T17g para realizar o processo de purga. b) Sódio presente no umbilical que conecta o termossifão com o reservatório de GNC.c) Termossifão T17g operando a 1135 [W] após o processo de purga. d) umbilical com vapor de sódio

Além de todos estes procedimentos, mais evidências experimentais reforçam que os termossifões estudados realmente não continham GNC após o procedimento de purga. Após os testes de desempenho, o termossifão foi desmontado e foi verificada a presença de sódio no umbilical que conecta o termossifão com o reservatório de GNC, como mostra a Figura 5-9b. O aspecto metálico brilhante do sódio presente neste umbilical, era um sinal claro de não ter havido nenhum contato do sódio com o ar atmosférico, verificando-se assim que o processo de purga consegue eliminar os GNC no termossifão.

A Figura 5-9c mostra o termossifão T17g (após o procedimento de purga), no momento que foi fornecida uma taxa de calor de 1135 [W] no evaporador, representada também no ponto (4) da Figura 5-7. A diferença de temperatura entre a base e o topo do condensador foi aproximadamente 10 K, mostrando um alto grau de homogeneidade de temperatura no condensador. Observa-se, na Figura 5-9d, que o vapor de sódio chegou até a ponta do condensador ocupando parte do umbilical utilizado para o processo de carregamento, comprovando a não existência de GNC. Desta

forma, pôde-se comprovar experimentalmente que, mesmo em regime permanente, é possível que o termossifão opere com ponta fria mesmo sem GNC no seu interior.

Voltando-se à analogia entre um termossifão bifásico e um sistema pistão-cilindro, pode-se afirmar que a hipótese de que qualquer quantidade de vapor gerada no evaporador sempre consegue deslocar o pistão até o topo do condensador não é válida, e depende da capacidade de resfriamento do condensador. Além disso, o termossifão operando na região de aleta apresenta um alto grau de não homogeneidade no perfil de temperaturas do condensador, similar ao observado em aletas térmicas.

Nas Figura 5-10 e Figura 5-11 são comparados os perfis de temperatura experimentais observados ao longo do condensador nos termossifões T17g e T24g respectivamente, e os resultados obtidos através do modelo matemático apresentado na equação (5-33), para as diferentes taxas de calor impostas no evaporador, mostradas na Tabela 5-3. Define-se o fator RT como a relação entre a temperatura do condensador experimental e a temperatura calculada através do modelo proposto da equação (5-33), ou seja:

exp

[ ]

[ ]

T K

R

T K



onde RT=1 significa completa concordância do modelo com os dados experimentais. Para RT>1, observa-se que o modelo subestima os dados experimentais, e para RT<1, o modelo superestima os dados experimentais.

Tabela 5-3: Taxas de calor transferidas pelos termossifões testados RE=0,69 RE=0,96 T axa de c al or [ W] q1 40,5 20,0 q2 106,9 33,6 q3 187,5 71,2 q4 293,2 149,4 q5 508,2 510,3 q6 681,5 675,5 q7 820,4 850,0 q8 979,4 1007,9 q9 1136,3 1154,6

Figura 5-10: Comparação entre os perfis de temperatura experimentais do termossifão T17g e o modelo proposto

Figura 5-11: Comparação entre os perfis de temperatura experimentais do termossifão T24g e o modelo proposto

A Figura 5-12 mostra o gráfico do fator RT em função do comprimento do condensador para os resultados obtidos nos termossifões T17g e T24g. Observa-se que as diferenças entre os dados experimentais e o modelo proposto é menor que 20%, mostrando que é possível utilizar este modelo para determinar os gradientes máximos de temperatura ao longo do termossifão. Como foi mencionado anteriormente, elevados gradientes de temperatura podem gerar estresses térmicos significativos nas paredes do tubo de calor, afetando a vida útil do dispositivo [8]. Por consequente, os resultados obtidos com o modelo proposto poderão servir como dados de referência para a análise de falhas estruturais devidas ao estresse térmico, de maneira que se possa garantir uma operação segura do dispositivo, especialmente nas condições de início de operação dos termossifões operando com sódio como fluido de trabalho, quando maiores gradientes de temperatura são observados.

Figura 5-12: Relação entre a temperatura ao longo do condensador experimental e o modelo teórico para os termossifões T17g e T24g

5.5 CONCLUSÕES

O fenômeno de ponta fria é um indicativo de uma falha de projeto, que pode gerar estresses térmicos significativos nas paredes do tubo de calor, afetando a vida útil do dispositivo e promovendo possíveis vazamentos, que em termossifões operando com sódio como fluido de trabalho pode resultar em a danos físicos ao dispositivo e em risco na segurança dos operários. Foram desenvolvidos três modelos matemáticos que permitem determinar o limite de startup, o limite do contínuo e perfil de temperatura ao longo do condensador dos termossifões.

Definiu-se o limite de startup como o fluxo de calor mínimo necessário para iniciar a operação de um termossifão bifásico, isto é, quando um termossifão deixa de se comportar como um tubo vazio e começa a se comportar como supercondutor de calor. Definiu-se também o limite do contínuo ao fluxo de calor mínimo necessário para fazer com que o regime de escoamento, em todo o termossifão, seja contínuo. Finalmente considerou-se que um termossifão opera em regime de aleta quando a taxa de calor transferido pelo termossifão é maior que o limite de startup e menor que o limite do contínuo.

Durante a operação dos termossifões no regime de aleta, observou-se que, quanto menor é a razão de enchimento, maior é o deobservou-sempenho térmico do termossifão. Esta diferença no desempenho é desprezível na região de escoamento contínuo, isto é, quando a taxa de calor transferido pelo termossifão é maior que o limite do contínuo. Em relação ao início de operação, observou-se que quanto menor é a razão de enchimento, menor é a temperatura de início de operação.

Quando a taxas de calor transferida pelos termossifões foi menor que a prevista pela equação (5-15), nenhum termossifão entrou em operação; já para taxas de calor maiores que a prevista pela equação (5-15), em todos os casos estudados, os termossifões entraram em operação, o que foi evidenciado experimentalmente pelo aumento súbito na taxa de transferência de calor. Quando as taxas de calor transferida pelos termossfiões foram menores que as previstas pela equação (5-17), todos os termossifões operaram no regime de aleta; já para taxas de calor maiores que as previstas pela equação (5-17), todos os termossifões operaram no regime de escoamento contínuo do vapor. Desta forma pôde-se concluir que as equações (5-15) e (5-17) apresentam-se como boas ferramentas para a determinação dos limites de startup e contínuo.

O modelo proposto para determinar o perfil de temperaturas ao longo do condensador do termossifão de sódio durante a operação no

regime de aleta, apresentou diferenças com os dados experimentais menores a 20%, de modo que, o modelo proposto pode ser utilizado como dados de entrada na análise de falhas estruturais resultantes de estresse térmico. Desta forma, pode-se garantir que os termossifões operando com sódio como fluido de trabalho apresentem comportamentos controlados, principalmente durante o início de operação, quando maiores gradientes são observados.

5.6 NOMENCLATURA