ÉLVIS ARNOLDO BUGS DÖRR
DIMENSIONAMENTO DE UM TUBO DE VÓRTICE PARA
UTILIZAÇÃO NA REFRIGERAÇÃO DE USINAGENS
Panambi 2017
ÉLVIS ARNOLDO BUGS DÖRR
DIMENSIONAMENTO DE UM TUBO DE VÓRTICE PARA
UTILIZAÇÃO NA REFRIGERAÇÃO DE USINAGENS
Trabalho de Conclusão de Curso apresentado à banca avaliadora do curso de Engenharia Mecânica da Universidade Regional do Noroeste do Estado do Rio Grande do Sul – UNIJUÍ, como parte dos requisitos para obtenção do título de Bacharel em Engenharia Mecânica.
Orientador (a): Roger Schildt Hoffmann
Panambi 2017
“A persistência é o caminho do êxito. “
AGRADECIMENTOS
Primeiramente agradeço a Deus por ter me dado a sabedoria e o conhecimento necessário para passar por mais esta etapa.
Da mesma maneira devo agradecer aos meus pais, Milton e Ivete, por terem me apoiado de todas as formas possíveis em meus momentos de dificuldade e de exaustão.
Agradeço ao meu irmão, Régis, por ter me auxiliado em minhas dificuldades técnicas e pessoais, e por ter me apoiado sempre que necessário.
Muito obrigado ao meu orientador, Roger, pela dedicação e suporte no desenvolvimento do presente trabalho.
Muito obrigado também ao meu professor e amigo Felipe Tusset, por ter me auxiliado na produção e nos testes do meu trabalho.
Também devo agradecer a todos os professores, colegas e amigos que estiveram presentes nesta caminhada, me incentivando e me auxiliando em todos os aspectos necessários.
“Eu acredito demais na sorte. E tenho constatado que, quanto mais duro eu trabalho, mais sorte eu tenho.”
RESUMO
Grande parte dos produtos fabricados através da usinagem necessitam da utilização de um fluido de resfriamento, para garantir a qualidade dimensional das peças e aumentar a vida útil das ferramentas. Estes fluidos podem acabar sendo prejudiciais aos componentes fabricados e a saúde do operador se utilizado de forma inadequada. A utilização de tubos de vórtice para realizar a refrigeração da usinagem com a utilização de ar gelado pode resolver alguns problemas causados pelo fluido de corte, além de facilitar a visibilidade para o operador e remover fumos causados pela usinagem em velocidades e avanços maiores. O presente trabalho propõe realizar o dimensionamento e a análise dos efeitos da utilização de um tubo de vórtice no resfriamento de usinagens em tornos convencionais, determinando quais as variáveis que devem ser analisadas e interpretadas para o melhor desempenho possível. Com a conclusão deste trabalho foram adquiridos os conhecimentos necessários para poder analisar e implementar processos mais eficazes em sistemas de refrigeração de usinagem.
Most products produced through the machining process need a cooling liquid to ensure its dimensional quality and increase tool life. These fluids may be harmful to the machine operator if dealt with in an inadequate manner. The use of a vortex tube to cool the tooling process with cold air can solve some of the problems caused by the cutting fluid, aside from favoring process viewing and the removal of smoke, caused by the increased speed and bigger advances. The current paper proposes scaling and analyzing of a vortex tube on the cooling process of lathe turn machine, defining which are the best variables to be analyzed and interpreted for the best possible performance. With the completion of this work with the necessary requirements to be able to analyze and implement more efficient processes in machining refrigeration systems.
LISTA DE FIGURAS
Figura 1 - Refrigeração de usinagem com a utilização de fluido. ... 18
Figura 2 - Diagrama esquemático de um tubo de vórtice. ... 24
Figura 3 - Desenho demonstrativo de um tubo de vórtice contracorrente... 25
Figura 4 - Desenho demonstrativo de um tubo de vórtice unicorrente. ... 26
Figura 5 - Tipos e disposições dos bocais de entrada. ... 30
Figura 6 - Gráfico da variação de temperatura versus a eficiência. ... 31
Figura 7 - Representação dos formatos de câmaras de vórtice. (a) Parede externa do canal tangente com a parede do diâmetro interno. (b) Parede interna do canal tangente com a parede do diâmetro interno. (c) Centro do canal tangente com a parede do diâmetro interno ... 31
Figura 8 - Gráfico da eficiência do sistema em relação a variação da razão L/D. ... 33
Figura 9 - Gráfico da variação de temperatura x razão do diâmetro de saída fria... 34
Figura 10 - Variação de válvulas de controle de fluxo. (a) Válvula de controle esférica. (b) Válvula de controle plana. (c) Válvula de controle cônica... 35
Figura 11 - Custo total de usinagem utilizando o método de refrigeração. ... 38
Figura 12 - Fluxograma das etapas. ... 41
Figura 13 - Perfil do tubo de vórtice... 42
Figura 14 - Esquema de posicionamento dos canais de entrada. ... 43
Figura 15 - Disposição dos canais de entrada no tubo de vórtice... 44
Figura 16 - Configuração do diafragma do tubo de vórtice. ... 45
Figura 17 - Segunda câmara de vórtice dimensionada. ... 46
Figura 18 - Válvula de controle de fluxo. ... 46
Figura 19 - Capa de fixação da válvula de controle de fluxo. ... 47
Figura 20 - Geometria da cavidade do RHVT para simular o fluido de trabalho. ... 51
Figura 21 – Seleção das condições de contorno do RHVT ... 53
Figura 22 – Resultados da simulação. (a) Vista superior. (b) Vista isométrica. ... 55
Figura 23 - Diafragma do tubo de vórtice ... 58
Figura 24 - Câmara de vórtice produzida. ... 58
Figura 25 - Tubo quente soldado. ... 59
Figura 26 - Tubo de vórtice finalizado. ... 60
Figura 27 - Procedimento experimental. ... 61 Figura 28 - (A) Medição da face usinada do corpo de prova 01. (B) Medição da temperatura da ferramenta após a usinagem do corpo de prova 01. (C) Acabamento superficial do corpo de
ferramenta após a usinagem do corpo de prova 03. (C) Acabamento superficial do corpo de prova 01. ... 65 Figura 30 – (A) Medição térmica da saída fria. (B) Medição térmica da saída quente. (C) Medição térmica da entrada de ar. (D) Separação térmica ao longo do RHVT. ... 66 Figura 31 - Ensaio realizado com a utilização de um tubo de pitot... 68 Figura 32 - (A) Medição da face usinada do corpo de prova 01. (B) Medição da temperatura da ferramenta após a usinagem do corpo de prova 01. (C) Acabamento superficial do corpo de prova 02 ... 69 Figura 33 - Cavacos recolhidos durante o ensaio de usinagem a seco. ... 72 Figura 34 - Cavacos recolhidos durante o ensaio com a utilização de um RHVT. ... 73 Figura 35 - Imagens geradas da pastilha nova. (A) Vista da face superior com uma ampliação de 20X. (B) Vista frontal com uma ampliação de 35X. ... 74 Figura 36 - Imagens geradas da pastilha após usinagem a seco. (A) Vista da face superior com uma ampliação de 50X. (B) Vista lateral com uma ampliação de 50X. (C) Vista frontal com uma ampliação de 50X. ... 75 Figura 37 - Imagens geradas da pastilha após usinagem com o RHVT. (A) Vista da face superior com uma ampliação de 50X. (B) Vista lateral com uma ampliação de 50X. (C) Vista frontal com uma ampliação de 50X. ... 76
LISTA DE TABELAS
Tabela 1 - Características dos principais tipos de fluidos. ... 39
Tabela 2 - Condutibilidade térmica dos materiais estudados. ... 48
Tabela 3 - Resultados experimentais da usinagem a seco. ... 62
Tabela 4 - Resultados experimentais da usinagem com fluido de corte. ... 64
Tabela 5 - Resultados experimentais da usinagem com utilização do RHVT... 69
Tabela 6 - Comparação dos resultados dos experimentos. ... 70
RHVT Ranque Hilsch Vortex Tube
CAD Computer Aided Design
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas ANSI American National Standards Institute
CAE Computer Aided Engineering
STEP Standard for the Exchange of Product model data
IGES Initial Graphics Exchange Specification
LISTA DE SIMBOLOS
𝐷𝑖 Diâmetro interno (𝑚𝑚)
𝐿 Comprimento (𝑚𝑚)
𝐷 Diâmetro do canal de entrada (𝑚𝑚)
𝐷𝑐 Diâmetro de saída fria (𝑚𝑚)
𝜀 Fração de massa fria (−)
𝑚̇ 𝑐 Vazão mássica da saída fria (𝑘𝑔⁄ ) 𝑠
𝑚𝑖𝑛̇ Vazão mássica da entrada de fluido (𝑘𝑔⁄ ) 𝑠
Δ𝑇𝑐 Variação de temperatura fria (°𝐶)
Δ𝑇ℎ Variação de temperatura quente (°𝐶)
𝑇𝑖𝑛 Temperatura da entrada de fluido (°𝐶)
𝑇𝑐 Temperatura da saída fria (°𝐶)
𝑇ℎ Temperatura da saída quente (°𝐶)
𝛽 Diâmetro do orifício de saída fria (−)
𝜂𝑖𝑠 Eficiência isentrópica (−)
ℎ𝑖𝑛 Entalpia de entrada (𝑘𝐽⁄𝑘𝑔)
ℎ𝑐 Entalpia na saída fria (𝑘𝐽⁄𝑘𝑔)
ℎ𝑠 Entalpia após o processo isentrópico (𝑘𝐽⁄𝑘𝑔)
𝑇ℎ Temperatura de exaustão (°𝐶)
𝑝𝑐 Pressão na saída fria (𝑃𝑎)
𝑝𝑖𝑛 Pressão de entrada (𝑃𝑎)
𝑝𝑎𝑡𝑚 Pressão atmosférica (𝑃𝑎)
𝑘 Constante de Boltzmann (𝐽⁄𝑘𝑔)
𝐶𝑂𝑃𝑐𝑟 Coeficiente de desempenho do refrigerante (−)
𝐶𝑂𝑃ℎ𝑝 Coeficiente de desempenho da bomba de calor (−)
𝑄̇𝐶 Taxa de energia transferida para um refrigerante (𝑊)
𝑄̇ℎ Taxa de energia transferida para uma bomba de calor (𝑊)
𝑊̇ Trabalho (𝑊)
Θ𝑖𝑟 Parâmetro irreversível (−)
𝑆𝑖̇ Entropia (𝑊 𝐾⁄ )
𝑇𝑓𝑒𝑟 Temperatura média da ferramenta (°𝐶)
𝑇𝐶𝑃01 Temperatura corpo de prova 01 (°𝐶)
𝑇𝐶𝑃02 Temperatura corpo de prova 02 (°𝐶)
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO ... 17 1.1 FORMULAÇÃO DO PROBLEMA ... 17 1.2 JUSTIFICATIVA ... 18 2 OBJETIVOS ... 20 2.1 OBJETIVO GERAL... 20 2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ... 20 3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 21 4 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA... 24 4.1 TUBO DE VÓRTICE ... 24
4.1.1 Funcionamento do tubo de vórtice... 24
4.1.2 Tubo de vórtice contracorrente (counterflow) ... 25
4.1.3 Tubo de vórtice unicorrente (uniflow)... 25
4.1.4 Vantagens e desvantagens do tubo de vórtice ... 26
4.1.5 Parâmetros importantes ... 27
4.1.5.1 Fração de massa fria (𝜀) ... 27
4.1.5.2 Variação de temperatura (∆T) ... 27
4.1.5.3 Queda/ascensão de temperatura normalizada ... 27
4.1.5.4 Diâmetro do orifício de saída fria (𝛽) ... 28
4.1.5.5 Eficiência isentrópica (𝜂𝑖𝑠) ... 28
4.1.5.6 Coeficiente de desempenho (𝐶𝑂𝑃𝑐𝑟) ... 29
4.1.5.7 Parâmetro irreversível (𝛩𝑖𝑟) ... 29
4.1.6 Dimensionamento de um tubo de vórtice ... 30
4.1.6.1 Bocais de entrada ... 30
4.1.6.2 Diâmetro interno do tubo de vórtice ... 32
4.1.6.3 Razão entre comprimento e diâmetro interno do tubo principal ... 32
4.1.6.7 Diâmetro do orifício do diafragma ... 35
4.1.6.8 Válvula de controle de fluxo ... 35
4.1.6.9 Ângulo da válvula de controle de fluxo ... 36
4.1.7 Aplicações do tubo de vórtice ... 36
4.2 USINAGEM ... 36
4.2.1 Refrigeração da usinagem ... 36
4.2.2 Fluido de corte ... 37
4.2.3 Classificação dos fluidos de corte ... 38
4.2.4 Usinagem a seco ... 40
5 DESENVOLVIMENTO ... 41
5.1 PROJETO ... 41
5.1.1 Dimensionamento ... 42
5.1.2 Definição dos materiais ... 47
5.1.3 Detalhamento ... 49 5.2 SIMULAÇÃO COMPUTACIONAL... 50 5.2.1 Geometria ... 51 5.2.2 Malha ... 52 5.2.3 Pré-processamento ... 52 5.2.4 Condições de contorno ... 52 5.2.5 Processamento ... 54 5.2.6 Pós-processamento ... 54 5.2.7 Resultados da simulação ... 55 5.3 DESENVOLVIMENTO DO PROTÓTIPO ... 56
5.3.1 Aquisição dos materiais ... 56
6 RESULTADOS EXPERIMENTAIS ... 61
6.1 MEDIÇÃO EXPERIMENTAL A SECO... 62
6.2 MEDIÇÃO EXPERIMENTAL UTILIZANDO FLUIDO DE RESFRIAMENTO .. 64
6.3 MEDIÇÃO EXPERIMENTAL UTILIZANDO RHVT ... 66
6.4 COMPARATIVO DOS RESULTADOS ... 70
6.5 TESTE DE VIDA ÚTIL DA FERRAMENTA ... 71
7 CONSIDERAÇÕES FINAIS... 77
REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ... 78
APÊNDICE A - CAMARA DE VÓRTICE ... 82
APÊNDICE B - DIAFRAGMA E SAÍDA FRIA ... 83
APÊNDICE C - VÁLVULA DE CONTROLE DE VAZÃO ... 84
APÊNDICE D - BUCHA DE BOCAIS DE ENTRADA ... 85
APÊNDICE E - TUBO QUENTE ... 86
APÊNDICE F - CAPA DE FIXAÇÃO DA VÁLVULA DE CONTROLE ... 87
APÊNDICE G - TUBO DE VÓRTICE SOLDADO ... 88
APÊNDICE H - TUBO QUENTE SOLDADO ... 89
APÊNDICE I - TUBO DE VÓRTICE MONTADO ... 90
ANEXO A- PROPRIEDADES TÉRMICAS DOS METAIS ... 91
ANEXO B - CATALOGO DE CONEXÕES PNEUMÁTICAS. ... 92
ANEXO C - DADOS TÉCNICOS TERMOVISORES FLUKE ... 93
ANEXO D - CARACTERÍSTICAS PASTILHA DE TORNEAMENTO ... 94
1 INTRODUÇÃO
Os tubos de vórtice são equipamentos mecânicos sem partes móveis, de design simples, em pequenos tamanhos e pouco peso, que basicamente possuem a função de produzir um resfriamento, separando o fluxo de ar em quente e frio. Utiliza pressões relativamente baixas, tipicamente entre 6 a 9 bar. Eles trabalham gerando um vórtice externo e um vórtice interno, onde o externo irá remover o calor transmitido pelo interno, deste modo, em uma extremidade irá sair o ar quente e na outra extremidade irá sair o ar frio.
Durante muitos anos o tubo de vórtice se mantém como objeto de pesquisa para diversos profissionais da área, devido a sua enorme capacidade de separação de temperaturas, sem haver a necessidade de nenhum componente móvel em sua construção e sem nenhum tipo de reação química no seu interior.
A usinagem é um dos processos industriais mais importantes da indústria moderna, sendo responsável por uma grande variedade dos produtos utilizados na sociedade.
A refrigeração desempenha um papel fundamental nos processos de usinagem, tendo como principal objetivo remover o calor do corpo a ser usinado, aumentando a vida útil das ferramentas e aumentando a qualidade dimensional das peças. A utilização incorreta dos fluidos de corte corriqueiros pode acabar sendo prejudicial ao processo e a saúde do operador, deste modo, o desenvolvimento de um método que possa substituir estes fluidos acaba se tornando bastante atrativo.
Uma grande vantagem da utilização do ar frio gerado pelo tubo de vórtice na refrigeração de usinagens é que o mesmo não utiliza nenhum tipo de composto químico nocivo para a refrigeração, podendo ser utilizado até mesmo o ar atmosférico no processo, deste modo, se torna um meio de refrigeração não poluente.
A proposta do presente trabalho é o dimensionamento e a construção de um tubo de vórtice para fins de utilização no resfriamento de processos de usinagem convencional, visando eliminar ou diminuir a utilização de fluidos de corte comuns.
1.1 FORMULAÇÃO DO PROBLEMA
Para a realização de um processo de usinagem convencional, de acordo com os parâmetros do material, das características da peça e até da configuração do equipamento de usinagem, na maioria dos casos se torna necessária a utilização de um método para a refrigeração da peça que está sendo usinada.
O método mais comum é a utilização de um fluido de refrigeração para realizar este processo, mas o mesmo, em alguns casos, causa mais problemas do que benefícios ao processo. O fluido refrigerante causa respingos excessivos em altas velocidades (Figura 1), em temperaturas de trabalho muito altas provoca fumos que podem acabar sendo prejudiciais ao operador. Também torna o processo de limpeza do equipamento mais demorado, pois o fluido acaba se espalhando por toda a área de trabalho. Há também a necessidade do descarte adequado deste fluido após o término da vida útil, sendo que o processo de descarte de materiais tóxicos é custoso e difícil, além da necessidade de manter um estoque deste componente, deste modo aumentando o custo operacional.
Figura 1 - Refrigeração de usinagem com a utilização de fluido.
Fonte: Instituto UNIEMP (2009).
Estes problemas correspondem mais em equipamentos de usinagem convencional, pois todos os problemas mencionados afetam diretamente o operador e o processo.
1.2 JUSTIFICATIVA
Com a necessidade de diminuir os custos dos processos de fabricação, além de uma necessidade de melhorias ambientais e do bem-estar dos funcionários, torna-se extremamente
útil a visão de remover produtos químicos que estejam em contado direto com o processo. Com a missão de solucionar alguns dos problemas causados pela utilização de um fluido na refrigeração de usinagens, o autor do trabalho se propõe a desenvolver um tubo de vórtice, visando ampliar e melhorar os processos.
A utilização correta de um RHVT (Ranque-Hilsch Vortex Tube) beneficia a visibilidade do processo de usinagem, diminui o trabalho com a limpeza do equipamento, elimina o gasto com o descarte correto dos componentes, praticamente elimina os gastos com manutenção do sistema de refrigeração, além de melhorar as condições para o bem-estar do funcionário.
Levando em consideração os itens mencionados, é possível analisar que a utilização de um RHVT, caso os resultados apresentados sejam coerentes com a necessidade da produção, se torna muito benéfica.
De acordo com os resultados que foram apresentados através do estudo que foi realizado, pode ser possível analisar se a utilização de um RHVT é capaz de eliminar completamente a utilização de um fluido refrigerante ou apenas a capacidade de eliminar o fluido em alguns processos, de acordo com a necessidade do produto e do processo. De qualquer maneira, ao eliminar a utilização do fluido em apenas alguns processos, o mesmo já se torna vantajoso para o usuário.
2 OBJETIVOS
2.1 OBJETIVO GERAL
Com base na revisão bibliográfica realizada, este trabalho tem por objetivo geral realizar o dimensionamento e a análise de um RHVT que será utilizado no resfriamento de processos de usinagem convencional, substituindo a utilização de fluidos de corte.
2.2 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
O presente trabalho possui os seguintes objetivos específicos:
• Pesquisar bibliografias de diversos autores referentes a utilização de RHVT’s em refrigerações de processos de usinagens, assim como o seu dimensionamento; • Realizar uma simulação computacional do comportamento do fluido em um RHVT; • Analisar a viabilidade da substituição do fluido de corte pela refrigeração com ar
gelado;
3 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
O tubo de vórtice foi criado e desenvolvido incialmente por Georges J. Ranque (RANQUE, 1933), onde o mesmo observou o fenômeno de separação térmica de um fluido gasoso dentro de uma câmara de vórtice.
O objeto do invento é um método para obtenção automática, a partir de um fluido compressível (gás ou vapor) sob pressão, de uma corrente de fluido quente e uma corrente de fluido frio. O experimento fará a transformação do fluido inicial em duas correntes de diferentes temperaturas, sem a ajuda de qualquer componente móvel mecânico, apenas através do trabalho das moléculas de fluido sobre o outro. (RANQUE, 1933).
O projeto inicial foi aprimorado posteriormente pelo físico alemão Rudolf Hilsch em 1947 (HILSCH, 1947), onde o mesmo publicou um trabalho que teve maior influência e atingiu um público mais amplo. O físico chamou o dispositivo de “Wirbelrohr” (tubo de vórtice).
Hilsch (1947) realizou um trabalho a respeito do efeito da variação da pressão e da geometria da entrada nos resultados do tubo de vórtice. Hilsch realizou experimentos com diversos tamanhos para o diâmetro do orifício de entrada, e através dos resultados obtidos nos testes que um orifício de entrada com um diâmetro mais elevado favorece a refrigeração e que pressões manométricas em uma escala mais elevada geram a saída de ar frio com uma temperatura mais baixa.
Westley (1955) realizou uma pesquisa para determinar o efeito da variação de alguns parâmetros na performance de resfriamento do RHVT. Os ensaios, descritos no trabalho publicado por Westley, determinaram o efeito da configuração da válvula quente, do diâmetro de saída fria, do tamanho do bico de entrada e as relações de pressão de entrada, sobre as características da queda de temperatura de um RHVT.
Martinovski e Alekseev (1957) realizaram testes de desempenho variando algumas propriedades geométricas do RHVT. Os autores utilizaram diâmetros internos Di de 4,4; 9,0; 16,0 e 28,0mm. No tubo de Di 16,0mm o comprimento L foi variado de 22,5Di até 69,0Di, com o objetivo de analisar qual a melhor razão L/Di para o desempenho de um RHVT. Através da análise dos resultados os mesmos definiram que para um Di entre 9,0 e 16,0mm pode ser definido que L deve estar na faixa entre 40Di e 50 Di, porém, no mesmo experimento foi possível comprovar que para Di=28,0mm a razão L/Di deva permanecer entre 15 e 20. Com os resultados obtidos foi capaz de comprovar que para valores de Di relativamente maiores, o comprimento L do tubo deve ser relativamente pequeno.
na entrada da câmara de vórtice, assim como da variação da dimensão do tubo principal, do bocal de entrada e do orifício de passagem do fluxo frio. Através destas informações o autor conseguiu obter dados suficientes para o projeto de um RHVT de alto desempenho.
Saidi e Valipour (2003) definiram que existem dois tipos de parâmetros responsáveis pela separação enérgica do RHVT, que são os parâmetros geométricos e os parâmetros termo físicos. Foi definido que a razão do comprimento pelo diâmetro de entrada do RHVT é fundamental para o bom funcionamento do mecanismo, sendo que o valor ideal deste parâmetro situa se entre 20 e 55. Também definiram que o valor da razão do diâmetro de saída do ar frio e do diâmetro de entrada possui grandes importância na eficiência do RHVT, sendo que através dos testes realizados o valor deste parâmetro deve ser de aproximadamente 0,5.
Rattanongphisat e Thungthong (2014) realizaram testes para averiguar o desempenho de tubos de vórtice contracorrente de acordo com a superfície do tubo quente e a fração de ar frio. Os autores conseguiram demonstrar que a temperatura da superfície varia ao longo da secção do tubo quente, aumentando a partir da câmara de vórtice. Este aumento de temperatura indica que a separação térmica está ocorrendo no interior do tubo quente. Foi possível comprovar que quanto maior a variação da temperatura da superfície em relação a temperatura do ambiente, maior será a fração de ar frio. Através de seus estudos foi possível determinar que através da concepção e da fabricação de um módulo termoelétrico é possível alcançar um novo nível de tubos de vórtice.
Taha et al (2013) afirmou que o uso extensivo de fluidos em usinagem de corte melhorou significativamente a produtividade e qualidade das peças produzidas por muitas indústrias de usinagem. No entanto, os efeitos negativos de fluidos no custo de fabricação de corte, a saúde humana e para o ambiente tornaram-se um problema sério. Assim, há uma forte necessidade de reduzir a utilização de agentes de refrigeração. A aplicação de tubos de vórtice Ranque-Hilsch (RHVT) na refrigeração a seco pode ser uma solução alternativa para os problemas mencionados.
Dalavi et al (2013) afirmou que um RHVT cria dois tipos de vórtices: livre e forçado. Em um vórtice livre (como um redemoinho) a velocidade angular do fluido aumenta enquanto ele se move em direção ao centro do vórtice, isto é, quanto mais próximo as partículas do fluido ficam ao centro do vórtice, mais rapidamente ele gira. Já em um vórtice forçado, a velocidade tangencial é diretamente proporcional ao raio do vórtice mais perto do centro. Em um RHVT a corrente externa (quente) é um vórtice livre e a corrente interna (frio) é um vórtice forçado. A turbulência de ambos os fluxos de ar quente e frio faz com que as camadas a serem bloqueados em conjunto numa massa única, rotativa. O fluxo de ar interno flui através do núcleo oco da
corrente de ar exterior a uma velocidade tangencial maior do que a corrente de ar externa. Uma vez que a energia é proporcional ao quadrado da velocidade, o fluxo de ar frio perde a sua energia por transferência de calor. Isto permite que a energia flua a partir da corrente de ar interna para a corrente de ar externa na forma de calor criando uma corrente de ar frio interna.
Desde a sua invenção o RHVT é o interesse de pesquisa de diversos estudiosos, pois ainda não existe uma teoria muito clara de como o fenômeno da transformação de energia dentro deste equipamento ocorre. Para a realização do presente trabalho foi adotado as leis da termodinâmica, deste modo podendo determinar alguns parâmetros do RHVT, como por exemplo a variação de temperatura e a vazão mássica de ar frio e quente durante o processo.
4 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
4.1 TUBO DE VÓRTICE
O tubo de vórtice é basicamente um dispositivo mecânico rígido, sem partes móveis, que possui a função de transformar um fluido (normalmente ar) em temperatura homogênea, em dois fluxos de fluido, um quente e outro frio. O fluido é injetado de modo tangencial em um compartimento do tubo, chamado de câmara de vórtice, a uma alta velocidade, dentro deste compartimento será gerado um fluxo de fluido que é responsável pela transmissão de calor do vórtice interno para o vórtice externo. O mesmo faz este processo sem nenhuma utilização de composição química.
4.1.1 Funcionamento do tubo de vórtice
O tubo de Ranque-Hilsch, mais popularmente conhecido como tubo de vórtice, é um dispositivo mecânico sem partes móveis, que é capaz de realizar um processo de separação térmica (ou separação de energia) de um fluxo de fluido (normalmente ar) a alta pressão, em dois fluxos de temperaturas distintas, um a baixa temperatura e outra alta temperatura.
Segundo Pise e Patil (2014) o RHVT é separado em alguns componentes mecânicos que são respectivamente: o bocal de entrada (1), a câmara de vórtice (2), o tubo final quente (3), o difusor (4), a placa de separação fria (5), a válvula quente (6) e o tubo final frio (7), como pode ser observado na Figura 2.
Figura 2 - Diagrama esquemático de um tubo de vórtice.
Fulton (1950) constatou que o fenômeno da separação das temperaturas no tubo de vórtice ocorre porque teoricamente a velocidade angular do vórtice externo é menor que a velocidade angular do vórtice interno, mas, por causa do atrito ocorrido entre os vórtices, as velocidades angulares se forçam a se tornarem iguais. Através da fricção que ocorre entre as partes, o vórtice externo acaba ganhando energia, pois o mesmo deveria ter uma velocidade angular menor, deste modo, elevando a sua temperatura, e o vórtice interno acaba cedendo energia, deste modo, diminuindo a sua temperatura.
4.1.2 Tubo de vórtice contracorrente (counterflow)
De acordo com Yimaz et al (2009) em um tubo de vórtice contracorrente (Figura 3), o fluxo de fluido entra tangencialmente na câmara de vórtice, através da utilização de bocais de entrada, um ou mais, formando um vórtice externo dentro do dispositivo. O fluido gira em altas velocidades até atingir a válvula de controle de fluxo localizada na extremidade do tubo, assim parte do fluido que está a alta temperatura escapa através da válvula, e o restante é devolvido para o sistema, formando uma corrente de contra fluxo. Uma vez que o vórtice interno é criado, ele transmite o seu calor para o vórtice externo, deste modo, o ar que sai em uma extremidade do tubo é frio e na outra extremidade é quente.
Figura 3 - Desenho demonstrativo de um tubo de vórtice contracorrente.
Fonte: Adaptado de Rattanongphisat e Thungthong (2014).
4.1.3 Tubo de vórtice unicorrente (uniflow)
Yimaz et al (2009) ainda define que o tubo de vórtice unicorrente (Figura 4) possui a mesma funcionalidade de um tubo contracorrente, porém os fluxos de fluido quente e frio irão
sair com a mesma direção e sentido. Pode se notar que a válvula de controle possui aberturas laterais (para o fluido quente) e uma abertura ao centro (para o fluido frio). Ranque (1934) fez experimentos utilizando os dois tipos de tubos de vórtice, e através da análise dos resultados comprovou que o tubo de vórtice contracorrente é mais eficiente que o unicorrente.
Figura 4 - Desenho demonstrativo de um tubo de vórtice unicorrente.
Fonte: Adaptado de Yilmaz et al (2009).
4.1.4 Vantagens e desvantagens do tubo de vórtice
De acordo com Yimaz et al (2009) o tubo de vórtice possui características muito importantes que lhe concedem as seguintes vantagens:
• Grande importância em aplicações práticas;
• Equipamento simples, compacto, leve, sem partes móveis, de baixo custo e praticamente isento de manutenção e refrigerante;
• Uma grande vantagem do uso do tubo de vórtice em refrigeração é que o próprio fluido de trabalho é resfriado, e o ar atmosférico pode ser esse fluido refrigerante; • Como não há a necessidade de utilização de qualquer composto químico como
CFCs, o tubo de vórtice torna-se um dispositivo de refrigeração não poluente. Porém, o mesmo possui algumas desvantagens, que dificultam a sua utilização e o projeto do mesmo, como:
• Relação de temperatura; • Relação geométrica;
• Relação de número de orifícios; • Formação de ruídos de processo.
4.1.5 Parâmetros importantes
Existem diversas definições e variáveis que são importantes ser conhecidas para poder trabalhar com o estudo de tubos de vórtice. No decorrer deste trabalho são descritos os mais importantes.
4.1.5.1 Fração de massa fria (𝜀)
A fração de massa fria é a variável mais importante a ser considerada em um tubo de vórtice, pois a mesma indica a performance e a eficiência do equipamento. De acordo com Yilmaz et al (2009), a fração de massa fria é a porcentagem do fluido que foi adicionado ao sistema que irá sair pelo orifício frio do RHVT. Ele é a taxa de fluxo de massa de gás frio dividida pela taxa de fluxo de massa do gás de admissão, conforme a equação 1:
𝜀 = 𝑚̇𝑐
𝑚𝑖𝑛̇ (1) Onde 𝑚̇ representa vazão mássica da corrente de frio libertado,𝑚𝑐 𝑚𝑖𝑛̇ representa a
vazão mássica de entrada total do fluido de trabalho de entrada pressurizada. Portanto, o valor de 𝜀 varia de 0 ≤ 𝜀 ≤ 1.
4.1.5.2 Variação de temperatura (∆T)
A variação de temperatura fria no RHVT é definida como a diferença entre a temperatura de entrada do sistema e a temperatura de saída fria, dada pela equação 2:
∆𝑇𝑐 = 𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐 (2) Onde 𝑇𝑖𝑛 é a temperatura de entrada do sistema e 𝑇𝑐 é a temperatura da saída fria. De forma similar também pode ser calculada a variação da temperatura quente, onde 𝑇ℎ é a
temperatura da saída quente, conforme a equação 3:
∆𝑇ℎ = 𝑇ℎ− 𝑇𝑖𝑛 (3)
4.1.5.3 Queda/ascensão de temperatura normalizada
A queda de temperatura normalizada é definida como a razão da variação de temperatura fria em relação a temperatura de entrada, como pode ser observado na equação 4:
∆𝑇𝑐 𝑇𝑖𝑛
= (𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐) 𝑇𝑖𝑛
(4) Seguindo a mesma metodologia pode ser calculado a ascensão de temperatura normalizada, dada a equação 5:
∆𝑇ℎ 𝑇𝑖𝑛 =
(𝑇ℎ− 𝑇𝑖𝑛)
𝑇𝑖𝑛 (5)
4.1.5.4 Diâmetro do orifício de saída fria (𝛽)
Segundo Yilmaz et al (2009) a proporção do diâmetro do orifício de saída fria é definida como sendo a razão entre o diâmetro do orifício frio(𝑑𝑐) pelo diâmetro interno do RHVT(𝐷𝑖), como pode ser observado na equação 6.
𝛽 =𝑑𝑐
𝐷𝑖 (6)
4.1.5.5 Eficiência isentrópica (𝜂𝑖𝑠)
De acordo com Yilmaz et al (2009) for considerado que o efeito dentro de um RHVT for uma expansão isentrópica, a eficiência isentrópica do sistema pode ser definida conforme a equação 7:
𝜂𝑖𝑠=
ℎ𝑖𝑛− ℎ𝑐
ℎ𝑖𝑛− ℎ𝑠
(7) Onde ℎ𝑖𝑛 é a entalpia do fluido de entrada do RHVT, ℎ𝑐 é a entalpia da saída fria, e ℎ𝑠 é a entalpia após o processo isentrópico. Para um gás ideal, dada a equação 8:
𝜂𝑖𝑠= 𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐
𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑠 (8) Para uma expansão isentrópica, a temperatura de exaustão é definida conforme a equação 9: 𝑇𝑠= 𝑇𝑖𝑛( 𝑃𝑐 𝑃𝑖𝑛 ) (𝑘−1) 𝑘 (9)
Introduzindo a equação (9) na equação (8), tem-se a equação 10:
𝜂𝑖𝑠 = 𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐 𝑇𝑖𝑛[1 − (𝑃𝑃𝑐 𝑖𝑛) (𝑘−1) 𝑘 ] (10)
4.1.5.6 Coeficiente de desempenho (𝐶𝑂𝑃𝑐𝑟)
De acordo com Yilmaz et al (2009) o coeficiente de desempenho em um refrigerante é definido como sendo a razão entre a potência de arrefecimento ganha pelo sistema para a alimentação de trabalho de acordo com a equação 11:
𝐶𝑂𝑃𝑐𝑟 =
𝑄𝑐̇
𝑊̇ (11) A potência de arrefecimento pode ser calculada conforme a equação 12:
𝑄𝑐̇ = 𝑚̇ . 𝑐𝑐 𝑝. (𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐) (12) Em um sistema de refrigeração comum a potencia de trabalho é definida pela potencia do compressor utilizado no sistema, já em um sistema de um tubo de vórtice é utilizado um sistema de ar comprimido para a alimentação do sistema, sendo assim, a definição da potência de trabalho não é tão simples de ser definida. Tendo por base a analogia que o trabalho realizado para comprimir o gás seja um processo de compressão isotérmica reversível pode ser definido de acordo com a equação 13:
𝐶𝑂𝑃𝑐𝑟 = 𝑘 𝑘 − 1. 𝜀(𝑇𝑖𝑛− 𝑇𝑐) 𝑇𝑖𝑛. ln𝑝𝑝𝑖𝑛 𝑐 (13)
De acordo com Yilmaz et al (2009) o coeficiente de desempenho para uma bomba de calor é definido como sendo a razão entre a energia transferida para a fonte de trabalho, como pode ser observado na equação 14:
𝐶𝑂𝑃ℎ𝑝 = 𝑄ℎ̇
𝑊̇ (14) A energia transferida pode ser calculada de acordo com a equação 15:
𝑄ℎ̇ = 𝑚ℎ̇ . 𝑐𝑝. (𝑇ℎ− 𝑇𝑖𝑛) (15)
A potência de trabalho causada pela energia transferida pode ser calculada da mesma maneira que o sistema de refrigeração. Então o coeficiente de desempenho de um RHVT como sendo uma bomba de calor é definida de acordo com a equação 16:
𝐶𝑂𝑃ℎ𝑝= 𝑘 𝑘 − 1. 𝜀(𝑇ℎ− 𝑇𝑖𝑛) 𝑇𝑖𝑛. ln𝑝𝑝𝑖𝑛 𝑐 (16) 4.1.5.7 Parâmetro irreversível (𝛩𝑖𝑟)
adimensional nos processos irreversíveis e pode ser definida de acordo com a equação 17: Θ𝑖𝑟 = 𝑆𝑖̇ 𝑚𝑖𝑛̇ . 𝑅𝑚 =1 Γ. ln 𝑇𝑠𝑚 𝑇𝑖𝑛 + ln 𝑝𝑖𝑛 𝑝𝑎𝑡𝑚 = > 0 (17)
4.1.6 Dimensionamento de um tubo de vórtice
Para realizar o projeto e dimensionamento de um RHVT existem diversas variáveis que devem ser observadas, calculadas e testadas experimentalmente que definem a sua eficácia de trabalho. Ao desenvolver um RHVT todas essas variáveis devem ser definidas levando em consideração o objetivo que se quer alcançar, como por exemplo, a variação de temperatura desejada ou até mesmo em realizar um equipamento mais compacto para utilização em locais confinados.
4.1.6.1 Bocais de entrada
Os bocais de entrada possuem a função de abastecer o RHVT com o fluido que é esfriado no processo, a variação de sua geometria e de seu tamanho podem influenciar na eficiência do processo. Através de um bom posicionamento e dimensionamento da geometria do bocal de entrada é possível aumentar consideravelmente o desempenho de um RHVT.
Whang et al (2009) através de suas pesquisam conseguiram afirmar que os bocais de entrada têm importância vital ao processo de separação de energia, e deste modo, devem ser projetados e analisados cuidadosamente. Eles fizeram testes com bocais de entrada, variando a sua quantidade e geometria, deste modo, puderam comprovar qual apresenta o melhor desempenho. Na Figura 5, pode ser observado alguns modelos de distribuições dos bocais de entradas que foram testados por eles.
Figura 5 - Tipos e disposições dos bocais de entrada.
Através dos testes realizados, os autores conseguiram fazer uma análise de qual combinação possui a maior eficiência, para isso, os mesmos definiram as demais propriedades geométricas e apenas alteraram a configuração dos bocais de entrada com a utilização de uma pressão de entrada de 7 bar. Na Figura 6 pode ser observada esta análise.
Figura 6 - Gráfico da variação de temperatura versus a eficiência.
Fonte: Adaptado de Whang el al (2009).
Deste modo, foi possível concluir que uma configuração com 4 bocais de entrada com seção circular é a que se torna mais eficiente, alcançando uma variação de temperatura de praticamente 22°C.
Martynovskii e Alekseev (1957) fizeram testes experimentais e definiram a funcionalidade de três diferentes acessos dos bocais para a câmara de vórtice (Figura 7): a primeira com a parede externa dos bocais tangentes a parede de entrada do tubo (7a), a segunda com a parede interna do bocal tangente a parede do tubo e sendo projetados de tal maneira para que o ar circule em formato de hélice dentro da câmara 7(b), e o terceiro com o centro da furação do bocal de entrada tangente com parede do tubo, mas com o furo indo até a linha de centro da secção transversal (7c).
Figura 7 - Representação dos formatos de câmaras de vórtice. (a) Parede externa do canal tangente com a parede do diâmetro interno. (b) Parede interna do canal tangente com a parede do diâmetro interno. (c) Centro do canal
tangente com a parede do diâmetro interno
Através dos seus estudos os autores conseguiram comprovar que a configuração que oferece a melhor eficiência para o sistema e quando o centro da furação do bocal de entrada se alinha de forma tangente a parede do tubo quente, possibilitando um escoamento mais adequado para um melhor desempenho.
4.1.6.2 Diâmetro interno do tubo de vórtice
O diâmetro interno de um tubo de vórtice é estritamente ligado com o diâmetro do canal de entrada, ambos devem estar em total sincronia, para que tanto o vórtice interno quanto o externo possam escoar da maneira correta, possibilitando a maior eficiência possível, aumentando a capacidade de difusão térmica.
Aljuwayhel et al (2005) afirmaram que ao aumentar o diâmetro interno do tubo, diminui o efeito de separação de energia. Os autores ainda concluíram que para condições fixas de entrada (área, pressão, temperatura e velocidade), a magnitude do gradiente da velocidade angular irá diminuir ao aumentar o diâmetro interno do tubo, relacionando-se diretamente com a diminuição da separação de energia.
Yilmaz et al (2009) afirmaram que para pressões de alimentação fixas, um diâmetro interno muito pequeno para o RHVT irá oferecer maiores pressões de saída, e consequentemente, maiores velocidades tangenciais internas, deste modo, não iria haver diferenças substanciais entre a velocidade tangencial do núcleo e da periferia, devido ao baixo volume específico do ar, levando assim a uma baixa difusão de energia cinética que também significa baixa taxa de transferência de calor. Também foi afirmado por estes autores que ao utilizar um diâmetro interno muito grande, irá resultar em menores velocidades tangenciais dentro do tubo, tanto no núcleo como na periferia, deste modo, também irá provocar uma baixa difusão de energia cinética gerando assim também uma baixa taxa de transferência de calor.
4.1.6.3 Razão entre comprimento e diâmetro interno do tubo principal
O comprimento do RHVT é outra variável importante para o bom desempenho do mecanismo. Existem diversas pesquisas para quantificar esta variável e o efeito da mesma.
Hilsch (1947) sugeriu um comprimento de aproximadamente 50D, para que deste modo, houvesse uma boa separação de energia dentro do tubo. Martynovskii e Alekseev (1957) constataram que para o processo de separação de energia iniciar o RHVT deve ter uma razão L/D superior a 10.
Saidi e Valipour (2003) realizaram diversos experimentos e ponderaram afirmar que para razões L/D≤20 o efeito de separação de energia irá diminuir e para que as razões L/D≥55 esse efeito de separação de energia não irá ocorrer, com base em seus estudos, os pesquisadores concluíram que a razão ótima é 20≤L/D≤55.
Figura 8 - Gráfico da eficiência do sistema em relação a variação da razão L/D.
Fonte: Adaptado de Saidi e Valipour (2003).
4.1.6.4 Diâmetro do canal de entrada da câmara de vórtice
O diâmetro do canal de entrada é o principal responsável por definir a seção dos vórtices que serão criados no interior de um RHVT.
De acordo com Yilmaz et al (2009) o canal de entrada de um RHVT possui vital importância para o bom funcionamento do mecanismo. Para maximizar os resultados do sistema deve ser minimizada a perda de pressão na entrada, possibilitando o trabalho com uma pressão ideal. Um bocal de entrada muito pequeno resulta em uma queda de pressão considerável, deste modo, causa baixas velocidades tangenciais e, portanto, uma baixa difusão de temperatura, já um bocal muito grande faz com que o mecanismo não produza vórtices ideais, deste modo, também causando uma baixa difusão de energia.
4.1.6.5 Diâmetro do orifício de saída fria
temperatura de rum RHVT.
Martynovski e Alekseev (1957) afirmaram em seu trabalho que o aumento do orifício de saída fria causa uma maior variação na saída de temperatura quente, porém a eficiência da saída de temperatura frio diminui. Entretanto ao diminuir o diâmetro de saída fria, a diferença de temperatura fria irá aumentar, até alcançar um ponto crítico, onde a mesma irá começar a diminuir novamente.
Saidi e Valipour (2003) fizeram diversos testes utilizando vários diâmetros de saída fria com diferentes pressões de entrada, para analisar qual configuração apresenta o melhor resultado. Através da sua análise os mesmos conseguiram definir que para analisar o diâmetro de saída fria (dc) é necessário realizar uma razão com o diâmetro do canal de entrada (D), ou seja, dc/D. Ao final de seus estudos foi possível comprovar que a razão dc/D=0,5 se mostrou a mais eficaz, demostrando maior variação de temperatura e eficiência do tubo frio. Na Figura 9 pode ser observado os resultados dos ensaios realizados por estes pesquisadores.
Figura 9 - Gráfico da variação de temperatura x razão do diâmetro de saída fria.
Fonte: Saidi e Valipour (2003).
4.1.6.6 Diâmetro interno da câmara de vórtice
Segundo Martynovski e Alekseev (1957) o diâmetro interno da câmara de vórtice deve ser igual ao diâmetro interno do tubo quente, e deste modo, maior que o diâmetro do orifício de saída fria, pois em situações onde esta variável não obedece estas condições, a eficiência do
RHVT irá diminuir, dificultando o processo de separação térmica.
4.1.6.7 Diâmetro do orifício do diafragma
O diafragma é o componente responsável por não permitir que o fluxo de ar dentro da câmara de vórtice não entre no diâmetro do orifício da saída fria. Para que isso ocorra o orifício de saída do diafragma deve possuir um diâmetro inferior ao diâmetro interno do tubo quente, deste modo, forçando que o vórtice siga pelo caminho correto.
Martynovski e Alekseev (1957) através de seus estudos puderam comprovar que para um melhor desempenho do RHVT o orifício do diafragma deve ser de geometria circular e ser posicionado de forma concêntrica em relação ao tubo quente.
4.1.6.8 Válvula de controle de fluxo
O volume e a temperatura do fluido frio produzido em uma câmara de vórtice pode ser ajustada e controlada através da utilização de uma válvula de fluxo localizada na saída de fluido quente.
Yilmaz et al (2009) descreve a utilização de três tipos de válvulas de fluxo (Figura 10), cada uma com suas características e vantagens para aplicações específicas.
Figura 10 - Variação de válvulas de controle de fluxo. (a) Válvula de controle esférica. (b) Válvula de controle plana. (c) Válvula de controle cônica.
Fonte: Adaptado de Yilmaz el al (2009).
Através dos testes realizados pelos autores foi possível determinar que o RHVT possui um melhor desempenho com a utilização de uma válvula de tipo cônico. Ao utilizar uma válvula de geometria cônica o RHVT irá confinar o fluido contra a parede externa na saída quente e retornar o fluido frio pela parte central do tubo quente. Geralmente é utilizado válvulas de controle do modelo cônico em tubos de vórtice, ao regular a posição da válvula é possível controlar o fluxo de saída fria.
4.1.6.9 Ângulo da válvula de controle de fluxo
Aydin e Baki (2006) realizaram um trabalho para avaliar o comportamento da alteração do ângulo da válvula de controle, e através do mesmo conseguiram determinar que a mesma possui um melhor desempenho com ângulos entre 45° e 60°. Entre todos os seus testes a que obteve o melhor desempenho foi a válvula com um ângulo de 50°.
4.1.7 Aplicações do tubo de vórtice
O RHVT possui poucas aplicações práticas, por se tratar de um mecanismo que ainda necessita diversos estudos e compreensão do seu funcionamento.
As principais aplicações do RHVT são em utilizações parar refrigerações industriais, principalmente de usinagens, como está sendo proposto no trabalho. O mesmo ainda já foi visto como uma solução para fazer gelo e para refrigeração habitacional em países de terceiro mundo, com a utilização de energia solar.
4.2 USINAGEM
Usinagem é o processo de fabricação que confere formato, dimensão e acabamento da superfície de uma peça, removendo-se o material excedente ou sobremetal. (TUDELA E APRILE, 1998)
Deste modo, pode se entender que a usinagem é o processo responsável por atender a características de qualidade e de exigências feitas por fabricantes e por clientes, através da remoção de sobremetal.
4.2.1 Refrigeração da usinagem
De acordo com Klocke (2010) durante a formação do cavaco, o calor gerado ao longo do plano de cisalhamento primário e secundário, bem como calor produzido pela aresta de corte é dividido ou particionado em frações que serão absorvidas pelo cavaco, ferramenta, fluido de corte e pela superfície do material usinado. Em geral, pode-se dizer que aproximadamente 75% do calor gerado nos processos de usinagem são provenientes de deformações e 25% oriundos do atrito da região de corte. Deste calor gerado, cerca de 80% é dissipado pelo cavaco, 10% é dissipada pela ferramenta e outros 10% é absorvido pelo fluido de corte.
Conforme mencionado por Garcia (2015) uma das maneiras de se minimizar os efeitos dos tempos improdutivos causados pelos desgastes das ferramentas pode ser alcançada pela introdução no processo, de sistemas de lubrificação e refrigeração eficientes. Porém, na última década as pesquisas tiveram como meta restringir ao máximo o uso de fluidos refrigerantes e/ou lubrificantes na produção metal mecânica. Os fatores importantes que justificam esse procedimento incluem os custos operacionais da produção, questões ecológicas, as exigências legais de conservação do meio ambiente e a preservação da saúde do ser humano.
De acordo com Gonçalves et al (2015) o efeito de refrigeração de fluido de corte trabalha na dissipação de calor para que a ferramenta não atinja uma temperatura elevada, enquanto o efeito de lubrificação diminui a geração de calor no processo. Quando o fluido é a base de água, a dissipação de calor (refrigeração) é mais importante que a redução de calor (lubrificação).
4.2.2 Fluido de corte
Os fluidos de corte podem ser entendidos como qualquer espécie de fluido introduzida no mecanismo de usinagem para o corte de material e, dessa forma, acaba sendo parte integrante dos processos de produção na indústria metalomecânica (RUNGE E DUARTE, 1990).
Segundo Pawlak et al (2004), os fluidos de corte foram aplicados na usinagem dos materiais com o propósito de reduzir, através da lubrificação, as características dos processos que estão sempre presentes na superfície de contato entre a peça e a ferramenta é também reduzir o calor na região de corte através da refrigeração e lubrificação.
De acordo Ebbrell et al (2000), os fluidos de corte possuem três funções principais quando aplicados aos processos de usinagem por abrasão. São elas: o resfriamento do material na zona de corte, remoção de detritos provenientes da usinagem e a lubrificação da aresta de corte. No entanto, estas funções são somente alcançadas quando existe uma correta seleção de fluido e aplicação adequada dos fluidos de corte na região de corte.
Gonçalves et al (2015) afirmam que os fluidos de corte são amplamente utilizados para se obter um aumento da taxa de produção, onde isso é possível pois o mesmo proporciona diversos benefícios ao processo, como por exemplo:
• Aumento da vida útil da ferramenta pela lubrificação e refrigeração;
• Redução das forças de corte devido a lubrificação e, consequentemente, redução de potência;
• Fácil remoção do cavaco da zona de corte;
• Menor distorção da peça pela ação da ferramenta (controle dimensional da peça). De acordo com Diniz e Scandiffio (2001), aproximadamente 16 % do custo total da usinagem são destinados a líquidos para refrigeração. Nestes 16% estão incluídos não somente o custo de aquisição dos fluidos de corte, mas também os custos dos equipamentos de bombeamento, filtragem, reciclagem e descarte. Pode ser observado na Figura 11 que o custo com líquidos para refrigeração é muito maior que o custo com ferramentas de corte.
Figura 11 - Custo total de usinagem utilizando o método de refrigeração.
Fonte: Diniz e Scandiffio (2001).
Deste modo, a substituição ou até mesmo a remoção, dos fluidos de usinagem por um outro método de usinagem mais barato e com propriedades de remoção de calor similares, acaba por se tornar muito viável e interessante.
4.2.3 Classificação dos fluidos de corte
A interação entre fluidos de corte e o processo de remoção de material é uma área de pesquisas de interesse para as indústrias, pois, geralmente são realizadas comparações do desempenho de processos de usinagem com ou sem fluidos, levando-se em consideração o desgaste da ferramenta e a qualidade da superfície usinada. Mas, devido à grande variedade de operações, ferramentas, e combinações de parâmetros de corte, resultaram na evolução dos fluidos de corte em um conjunto complexo de óleos e aditivos. Essa evolução foi possível
também pelo desenvolvimento de fluidos mais eficientes e ecologicamente mais viáveis (STANFORD E LISTER, 2002).
Gonçalves et al (2015) afirmam que cada fluido de corte possui características peculiares, vantagens e limitações distintas. Os mesmos classificam os fluidos como sendo:
• Óleos de corte;
• Emulsionáveis convencionais; • Emulsionáveis semissintéticos; • Soluções (sintéticos).
Gonçalves et al (2015) ainda relacionam as características de quatro tipos de fluido de corte, como pode ser observado na Tabela 1:
Tabela 1 - Características dos principais tipos de fluidos.
Sintético Semissintético Óleo
Emulsionável
Óleo mineral
Calor removido Excelente Ótimo Bom Ruim
Lubrificação Ruim Bom Ótimo Excelente
Manutenção Ótimo Bom Ruim Excelente
Filtrabilidade Excelente Ótimo Bom Ruim
Danos – Meio
Ambiente Excelente Ótimo Bom Ruim
Custo Excelente Ótimo Bom Ruim
Fonte: Gonçalves et al (2015)
De acordo com Diniz e Scandiffio (2001) os riscos de câncer associados a fluidos de corte são bastante eminentes. Os mesmos também demonstram uma pesquisa realizada pela General Motors, juntamente com o Instituto U.A.W (Union of American Workers), em 1983, que determinou que nos trabalhadores expostos a óleo solúvel, foram encontradas altas taxas de câncer no estômago, pâncreas, laringe e próstata, além de leucemia. Para trabalhadores expostos a óleo puro, encontrou-se maior número de câncer da laringe, esôfago e reto. O risco de adquirir câncer por parte das pessoas que não foram expostas a este tipo de produto era menor do que metade.
Outro fator que afeta diretamente a saúde dos trabalhadores é a névoa que se forma durante a usinagem. O comprometimento do ar no local de trabalho, em decorrência do uso de
aerossóis e dos vapores de agentes refrigerantes, varia em função, por exemplo, das propriedades físico-químicas dos refrigerantes, da rotação das peças ou das ferramentas e do aquecimento das superfícies envolvidas no processo. (DINIZ e SCANDIFFIO, 2001)
4.2.4 Usinagem a seco
Diniz e Scandiffio (2001), afirmam que as principais funções do fluido de corte, em operações de usinagem, são a redução da geração de calor através da diminuição do atrito entre a ferramenta e o cavaco, minimizando assim esforços na usinagem, como também a retirada do calor da peça e da ferramenta. Em algumas operações de usinagem, como no caso da furação, o fluido de corte também tem a função transportar o cavaco para fora da região de corte.
De acordo com Zeilmann et al (2008), a crescente preocupação com o meio ambiente e a saúde dos operadores, vem exigindo estudos e pesquisas para a utilização de meios para reduzir ou até mesmo eliminar a utilização de fluidos de corte nos processos de usinagem.
Como menciona König e Klocke (2002) os fluidos de refrigeração são os responsáveis por uma série de melhorias durante o processo de usinagem, tanto de caráter funcional como econômico. Estão entre essas melhorias a redução do coeficiente de atrito entre a ferramenta e o cavaco, expulsão do cavaco da região de corte, refrigeração da ferramenta, refrigeração da peça em usinagem, melhor acabamento da peça usinada e refrigeração da máquina-ferramenta. Porém, a tendência mundial, como afirma Zeilmann et al (2008), visa a usinagem a seco (sem fluido de corte) o que objetiva reduzir de forma significativa os custos com a compra de fluidos de corte e sua destinação final. A usinagem a seco também busca a redução dos problemas ambientais causados pelo descarte inadequado destes produtos, tornando se graves poluentes da água, do solo e do ar.
Diniz e Scandiffio (2001) ainda afirmam que o corte a seco pode apresentar resultados positivos como a redução do choque térmico, minimizando a ocorrência de lascamentos e trincas da aresta de corte, principalmente em operações de fresamento e outras com corte interrompido. No entanto, somente os fatores citados anteriormente não são suficientes para a obtenção de uma ferramenta de alta performance na usinagem a seco. Os revestimentos de carboneto de titânio e/ou óxido de alumínio, nitreto de titânio e carbonitreto de titânio, são fundamentais para suprir os efeitos da deficiência de lubrificação na região de corte.
5 DESENVOLVIMENTO
Neste capítulo são apresentadas as atividades exercidas durante esse estudo, assim como os materiais, equipamentos e métodos que foram adotados para a realização do experimento. Na Figura 12 é possível observar quais as etapas que foram seguidas para a realização do trabalho.
Figura 12 - Fluxograma das etapas.
Fonte: Autoria própria (2017).
Na sequência são apresentadas como foram realizadas as etapas mencionadas na Figura 12, assim como os demais processos fundamentais para o procedimento experimental adotado.
5.1 PROJETO
A elaboração de um projeto não é nada mais do que a transformação de uma ideia em uma ação. O projeto não é nada mais que um conjunto de ações e atividades que devem ser tomadas para que seja possível realizar a produção de um determinado produto ou equipamento,
TUBO DE VÓRTICE Projeto Dimensionamento Seleção dos Materiais Detalhamento Simulação Computacional Geometria Malha Processamento Resultados Desenvolvimento Prótótipo Aquisição dos Materias Produção Resultados Experimentais Medição experimental a seco Medição experimental fluído de resfriamento Medição experimental tubo de vórtice Comparativo de resultados
assim como os meios e recursos que devem ser utilizados para atingir o resultado esperado. Todas as ferramentas ou softwares computacionais voltados para o projeto e detalhamento são classificadas como ferramentas CAD (Computer Aided Desing).
Para a realização do projeto e detalhamento do presente trabalho foi utilizado o software SolidWorks Premium 2015 x64 Edition, que é um dos softwares CAD mais utilizados na indústria contemporânea. Este software também possui suplementos para realizar a simulação computacional do funcionamento do RHVT, porém não é muito preciso nos resultados apresentados.
5.1.1 Dimensionamento
O dimensionamento do tubo de vórtice foi iniciado levando em consideração todos os conceitos levantados na pesquisa bibliográfica realizada e também os testes já realizados anteriormente em um protótipo desenvolvido durante o curso.
Foi inicialmente definindo qual é o diâmetro interno do tubo de vórtice, onde foi adotado um tubo de 25,4 a 1,9mm (Figura 13) e levando em consideração este dado foi dimensionado os demais componentes.
Figura 13 - Perfil do tubo de vórtice.
Fonte: Autoria própria (2017).
A partir da definição inicial obtém-se que o diâmetro interno do tubo de vórtice (Di) é de 21,6mm. Está matéria prima foi selecionada pela facilidade de obtenção do material e para simplificar também a fabricação dos componentes posteriores, pois foi utilizado dimensões
maiores e que são possíveis de serem usinadas sem a necessidade de máquinas de grande potencial.
O diâmetro do orifício de saída fria, conforme mencionado no item 4.1.6.5, para se obter o máximo desempenho do RHVT, deve ser de dc = 0,5Di, ou seja:
𝑑𝑐 = 𝐷. 0,5; 𝑑𝑐 = 21,6 . 0,5; 𝑑𝑐 = 10,8 𝑚𝑚 (18) Levando em consideração que o vórtice externo e o vórtice interno devem possui basicamente o mesmo diâmetro, e sabendo se que D=21,6 mm, deste modo, o diâmetro dos vórtices devem ser de 10,8 mm.
Após a definição do diâmetro do vórtice ideal, foi partido para o dimensionamento da câmara de vórtice, onde foi adotada a utilização de 4 bocais de entrada com formato circular, pois conforme foi mencionado no item 4.1.6.1 deste trabalho, esta configuração é a que possui a maior eficiência.
𝐴1 = 𝜋. 𝑟2; 𝐴1 = 𝜋 . 5,42; 𝐴1 = 91,60 𝑚𝑚2 (19)
𝐴1 = (𝜋. 𝑟𝑐𝑎𝑛𝑎𝑙2) . 4; √91,60
𝜋 . 4 = 𝑟𝑐𝑎𝑛𝑎𝑙; 𝑟𝑐𝑎𝑛𝑎𝑙 = 2,69 𝑚𝑚 (20) Deste modo, foi definido que o diâmetro do canal de entrada deve ser de 5,39 mm, pois o somatório das áreas dessas entradas irá transmitir o vórtice ideal de acordo com o diâmetro interno do tubo. Ainda levando em consideração o item 4.1.6.1, para que se obtenha o melhor desempenho de um RHVT, os canais de entrada devem ser posicionados para que o fluxo de ar entre de forma tangencial no tubo quente, diminuindo os esforços necessários para a formação do vórtice externo. Na Figura 14 pode ser observado como deverá ser realizada a furação do canal de entrada.
Figura 14 - Esquema de posicionamento dos canais de entrada.
Para facilitar que este processo seja feito, foi criado um componente externo ao tubo, onde foram alocados os canais de entrada, deste modo, cada face de entrada da furação foi posicionada de forma perpendicular a face tangencial da extremidade final do furo. Na Figura 15, pode ser observado como foi configurado o posicionamento dos canais de entrada de ar do RHVT.
Figura 15 - Disposição dos canais de entrada no tubo de vórtice.
Fonte: Autoria própria (2017).
A razão L/D foi definida conforme mencionado no item 4.1.6.3, onde é mensurado quais as razões ideais para a variação L/D. Foi adotado para este trabalho a razão de L/D =25, pois está na faixa ideal de trabalho mencionado por Saidi e Valipour (2003). Com esta razão pode-se definir o comprimento (L) do tubo, conforme equação abaixo.
𝐿
𝐷 = 25; 25 . 21,6 = 𝐿; 𝐿 = 540𝑚𝑚 (21) Também deve ser considerado que o RHVT não deve ficar com dimensões muito grandes, pois o mesmo não pode atrapalhar na operação do equipamento e na ergonomia do operador, sendo que é aplicado em equipamentos convencionais.
Foi desenvolvido um diafragma para o RHVT, que é responsável por impossibilitar que o ar saia pelo orifício de saída fria logo quando o mesmo entra na câmara de vórtice, encaminhando o fluxo de ar pelo tubo quente.
Foi definido o diâmetro do diafragma como sendo um pouco maior que o diâmetro do orifício de saída fria, apenas para possibilitar a produção do mesmo. O diafragma ainda tem
como responsabilidade forçar o vórtice em seu diâmetro ideal, pois não permite que o mesmo seja maior do que o espaço disponível na câmara de vórtice.
Conforme mencionado no item 4.1.6.6, o diâmetro interno da câmara de vórtice deve ser igual ao diâmetro interno do tubo, ou seja, deve ser de 21,6mm.
Pode ser observado na Figura 16, como foi desenvolvido o componente do diafragma juntamente com o orifício de saída fria, onde pode ser visualizar com maior facilidade como será o comportamento do fluxo de ar dentro da câmara de vórtice, que é basicamente o espaço disponível entre o tubo e o diafragma.
Figura 16 - Configuração do diafragma do tubo de vórtice.
Fonte: Autoria própria (2017).
Para facilitar que a entrada do ar seja feita de forma simultânea em todos os orifícios, foi desenvolvido uma “segunda” câmara de vórtice, que irá servir como uma espécie de reservatório intermediário de ar, onde é feita a admissão do ar, e logo após o mesmo escoa para dentro da câmara de vórtice, teoricamente aumentando a eficiência do sistema.
Este reservatório também serve para fazer o suporte do canal de admissão do ar, que é constituído por um engate rápido padronizado para sistemas pneumáticos (ANEXO B), pois caso esse suporte fosse feito diretamente no tubo quente, haveria complicações com o espaço útil disponível para fixar o componente. Na Figura 17, pode ser observado como foi feita a configuração desta segunda câmara de vórtice.
Câmara de vórtice Canal de entrada
Diafragma (admissão saída fria)
Figura 17 - Segunda câmara de vórtice dimensionada.
Fonte: Autoria própria (2017).
A válvula de controle de fluxo tem como função definir a quantidade de ar que irá “escapar” pelo lado quente do RHVT. Conforme foi demonstrado no item 4.1.6.8 e 4.1.6.9 deste trabalho, a melhor geometria para esta válvula é do tipo cônico, e utilizando um ângulo de 50° entre as faces da válvula. Como somente é possível mensurar a vazão do fluxo de ar do lado quente de maneira experimental, a mesma deve possuir uma espécie de regulagem para controlar a vazão. Na Figura 18 é possível verificar como foi desenvolvida a válvula de controle de fluxo.
Figura 18 - Válvula de controle de fluxo.
Fonte: Autoria própria (2017).
Canal de admissão (engate rápido)
Canal de saída fria
Para fazer o suporte da mesma, foi criado uma “capa”, possibilitando regular a válvula, através de um parafuso que foi rosqueado na capa e na válvula, tendo assim a capacidade de mover a válvula em sentido linear, ajustando o fluxo de ar que irá sair pelo lado quente, como pode ser observado na Figura 19.
Figura 19 - Capa de fixação da válvula de controle de fluxo.
Fonte: Autoria própria (2017).
Após a definição de todos os principais componentes, foram também incluídos alguns parafusos para a fixação da capa da válvula de controle de fluxo, e um engate rápido padronizado para o acoplamento com o sistema de ar comprimido. Todos os componentes foram posicionados pensando também em uma facilidade de montagem e com as tolerâncias necessárias para não ocorrer nenhuma espécie de vazamento de ar em pontos críticos do sistema.
5.1.2 Definição dos materiais
A seleção dos materiais é uma das atividades mais importantes para um engenheiro mecânico quando o mesmo está desenvolvendo um novo produto, e para isso é necessário que o mesmo possua uma elevada gama de conhecimento e que possua uma boa relação com todas as áreas envolvidas neste processo. Uma decisão inadequada nesse item pode acabar por ocasionar que o produto não tenha a eficiência desejada, ou até mesmo, dependendo do
Válvula de controle de fluxo
Capa de fixação
Sentido de regulagem da válvula
processo, pode acarretar em resultados desastrosos.
De acordo com Yilmaz et al (2009) o uso de materiais com superfícies mais suaves e menor condutividade térmica resulta em melhor separação e desempenho da temperatura.
Como ocorrerá um processo térmico internamente ao tubo de vórtice, o mesmo deve possuir propriedades que não permitam que ocorra perdas muito relevantes com transferência de calor através de condução, convecção e radiação. Foram analisados os materiais para a fabricação do tubo conforme a Tabela 2, levando em consideração a condutibilidade térmica dos materiais, apresentada no ANEXO A.
Tabela 2 - Condutibilidade térmica dos materiais estudados.
Material Condutibilidade Térmica (k) Densidade (ρ)
Aço Carbono 𝟔𝟎, 𝟓 𝑾 𝒎. 𝑲 𝟕𝟖𝟓𝟒 𝒌𝒈 𝒎𝟑 Alumínio 𝟐𝟑𝟕 𝑾 𝒎. 𝑲 𝟐𝟕𝟎𝟐 𝒌𝒈 𝒎𝟑 Cobre 𝟒𝟎𝟏 𝑾 𝒎. 𝑲 𝟖𝟗𝟑𝟑 𝒌𝒈 𝒎𝟑 Aço INOX 304 𝟏𝟒, 𝟗 𝑾 𝒎. 𝑲 𝟕𝟗𝟎𝟎 𝒌𝒈 𝒎𝟑 Fonte: Neto (2010).
Levando em consideração apenas a analise acima, pode se observar que o melhor material para a produção do RHVT é o aço INOX 304, com uma condutibilidade térmica muito inferior aos demais materiais, porém o alumínio possui uma densidade muito inferior, então do ponto de vista da massa do conjunto, seria muito mais interessante optar pela utilização do mesmo.
Como se está trabalhando com um conjunto que será soldado posteriormente, a utilização do alumínio não se torna mais viável, pois o procedimento para realizar esta união é mais complexo e necessita de equipamentos e operadores mais qualificados, o que não está disponível no presente experimento.
Devido à uma dificuldade encontrada na obtenção do aço INOX 304, foi optado pela utilização de aço carbono convencional, que possui uma condutibilidade térmica maior que o INOX, porém, bem abaixo dos demais materiais comparados, deste modo, o mesmo deve teoricamente apresentar uma eficiência satisfatória para a proposta de estudo.
