E LEVAÇÃO DO PONTO DE EBULIÇÃO

A temperatura e a pressão do vapor de água gerado (ponto 7) correspondem à condição de saturação da solução no interior do gerador. No condensador, como não se considera perda de carga, a pressão na qual o vapor condensa é a mesma da solução saturada de H2O-LiBr.

Porém, como o vapor encontra-se praticamente puro, a condensação ocorre a uma temperatura inferior à temperatura de saturação da solução, pois a introdução do brometo de lítio na água eleva o ponto de ebulição da solução para um nível superior ao da água pura. Dessa forma, o estado termodinâmico do vapor gerado pode ser visto de duas perspectivas, embora o seu estado termodinâmico seja exatamente o mesmo em ambas as situações. Se for visto como substância pura, o vapor é considerado superaquecido. Se for visto como o componente de uma mistura bifásica na qual a solução no gerador é a fase líquida, o vapor é considerado saturado. Ambas as perspectivas são úteis para este

114 5 Modelagem do ciclo de absorção

estudo. No entanto, especificamente para a definição do estado termodi­ nâmico do fluido dentro do sistema de equações do ciclo, aplica-se, por simplificação, a condição de saturação para o ponto 7.

5.3.3 HIPÓTESESSIMPLIFICATIVAS

São admitidas as seguintes hipóteses simplificativas: a operação do ciclo ocorre sob regime permanente; não há variação da energia potencial e da energia cinética do fluido de trabalho ao longo do ciclo; não há perda de carga ao longo das tubulações e dos trocadores de calor e consequentemente o ciclo opera em apenas dois níveis de pressão; não há perda de calor para o ambiente nas tubulações, na bomba, nas válvulas de expansão e nos trocadores de calor; as condutâncias térmicas produto UA para os quatro trocadores externos são constantes; a efeti­ vidade do trocador de calor intermediário é constante; e a vazão da bomba da solução também é constante. As hipóteses para a perda de carga, para as condutâncias térmicas dos trocadores externos, para a efetividade do trocador de calor intermediário e para a vazão da bomba são justificadas pela insuficiência de informações a respeito do equipa­ mento.

No caso da bomba, toma-se como referência a modelagem de Herold et al. (1996), na qual se admite vazão constante independente­ mente das condições de operação do ciclo (inclusive para carga parcial). No caso do trocador de calor intermediário, destaque-se também que é mais simples estimar valores para a sua efetividade que para a sua área de troca. No caso dos trocadores externos, embora não se possa calcular precisamente o coeficiente de transferência de calor por correlações apropriadas devido ao desconhecimento da geometria e da natureza dos escoamentos, a sua variação com a vazão mássica dos fluidos poderia ser estimada. No entanto, além da complexidade dos escoamentos bifásicos observados no condensador e no evaporador, existe ainda a complexidade dos fenômenos de transferência de calor e de massa envolvidos nos processos de geração e de absorção de vapor, os quais dificultam o desenvolvimento de uma expressão para a correção do valor do coeficiente de transferência de calor em função da vazão. Portanto, por simplificação, opta-se pela adoção de coeficientes de transferência de calor constantes para todos os trocadores externos. Embora não se conheça o erro associado a cada um dessas hipóteses, avalia-se posteriormente a capacidade de aderência deste modelo teórico às curvas de desempenho dadas pelo fabricante.

5 Modelagem do ciclo de absorção 115 5.3.4 BALANÇOSDEMASSAEDEENERGIA

Determina-se nesta seção um conjunto de equações a partir da imposição de balanços de massa e de energia para cada um dos compo­ nentes. Em regime permanente, a soma das vazões mássicas que entram em um componente deve ser equivalente à soma das vazões mássicas que saem do componente, conforme:

∑

entrada ˙ mj−

∑

saída ˙ mj=0 (5.3)

onde ˙m é a vazão mássica do fluido de trabalho e o índice j distingue as diferentes correntes de fluido associadas a cada componente.

Observando-se que existem duas espécies no sistema (brometo de lítio e água) e admitindo-se ausência de reações químicas, conclui-se também que a vazão mássica de uma determinada espécie entrando em um componente deve ser equivalente à vazão mássica dessa mesma espécie saindo do componente. Em seguida, são dadas as equações para o brometo de lítio e para a água, respectivamente:

∑

entrada ˙ mjxj−

∑

saída ˙ mjxj=0 (5.4)

∑

entrada ˙ mj1−xj−

∑

saída ˙ mj1−xj=0 (5.5)

onde x é a fração mássica de brometo de lítio no fluido de trabalho. Nota-se que somente duas entre as Equações 5.3, 5.4 e 5.5 são realmente necessárias para a solução do problema, uma vez que qualquer uma delas pode ser deduzida a partir da combinação linear das outras duas.

Admitindo-se que não ocorra perda de calor para o ambiente, o calor transferido  ˙Q em cada um dos trocadores de calor (gerador, absorvedor, condensador, evaporador e trocador de calor intermediário) pode ser relacionado com as entalpias por meio da seguinte expressão:

˙Q=

_∑

saída ˙ mjhj−

∑

entrada ˙ mjhj (5.6)

onde h é a entalpia do fluido. Aplica-se a Equação 5.6 tanto para o lado quente quanto para o lado frio do trocador, sendo que os resultados obtidos para ambos os lados devem ser iguais em magnitude, porém com sinais opostos.

116 5 Modelagem do ciclo de absorção

Admitindo-se compressão adiabática para a bomba, o trabalho realizado  ˙Wbomba pode ser relacionado com as entalpias por meio da

seguinte expressão: ˙

Wbomba= ˙m h2−h1 (5.7)

Finalmente, admitindo-se expansão adiabática para ambas as válvulas do ciclo, as entalpias do fluido de trabalho na entrada e na saída de cada válvula tornam-se iguais, ou seja:

h6=h5 (5.8)

h9=h8 (5.9)

No documento Metodologia para simulação transiente de uma pequena central heliotérmica (páginas 113-116)