ads:
INPE-15731-TDI/1477
DESENVOLVIMENTO DE TUBO DE CALOR
CIRCUITADO (LOOP HEAT PIPE-LHP) PARA
APLICA¸C
˜
OES ESPACIAIS
Nadjara dos Santos
Tese de Doutorado do Curso de P´os-Gradua¸c˜ao em Engenharia e Tecnologia
Espaciais/Mecˆanica Espacial e Controle, orientada pelo Dr. Roger Ribeiro Riehl,
aprovada em 19 de fevereiro de 2009.
Registro do documento original:
<http://urlib.net/sid.inpe.br/mtc-m18@80/2009/04.07.18.33>
INPE
S˜ao Jos´e dos Campos
2009
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
PUBLICADO POR:
Instituto Nacional de Pesquisas Espaciais - INPE
Gabinete do Diretor (GB)
Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Caixa Postal 515 - CEP 12.245-970
S˜ao Jos´e dos Campos - SP - Brasil
Tel.:(012) 3945-6911/6923
Fax: (012) 3945-6919
E-mail: [email protected]
CONSELHO DE EDITORA ¸C
˜
AO:
Presidente:
Dr. Gerald Jean Francis Banon - Coordena¸c˜ao Observa¸c˜ao da Terra (OBT)
Membros:
Dr
a
Maria do Carmo de Andrade Nono - Conselho de P´os-Gradua¸c˜ao
Dr. Haroldo Fraga de Campos Velho - Centro de Tecnologias Especiais (CTE)
Dr
a
Inez Staciarini Batista - Coordena¸c˜ao Ciˆencias Espaciais e Atmosf´ericas (CEA)
Marciana Leite Ribeiro - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Dr. Ralf Gielow - Centro de Previs˜ao de Tempo e Estudos Clim´aticos (CPT)
Dr. Wilson Yamaguti - Coordena¸c˜ao Engenharia e Tecnologia Espacial (ETE)
BIBLIOTECA DIGITAL:
Dr. Gerald Jean Francis Banon - Coordena¸c˜ao de Observa¸c˜ao da Terra (OBT)
Marciana Leite Ribeiro - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Jefferson Andrade Ancelmo - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Simone A. Del-Ducca Barbedo - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
REVIS
˜
AO E NORMALIZA ¸C
˜
AO DOCUMENT
´
ARIA:
Marciana Leite Ribeiro - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Maril´ucia Santos Melo Cid - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
Yolanda Ribeiro da Silva Souza - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
EDITORA¸C
˜
AO ELETR
ˆ
ONICA:
Viveca Sant´Ana Lemos - Servi¸co de Informa¸c˜ao e Documenta¸c˜ao (SID)
ads:
INPE-15731-TDI/1477
DESENVOLVIMENTO DE TUBO DE CALOR
CIRCUITADO (LOOP HEAT PIPE-LHP) PARA
APLICA¸C
˜
OES ESPACIAIS
Nadjara dos Santos
Tese de Doutorado do Curso de P´os-Gradua¸c˜ao em Engenharia e Tecnologia
Espaciais/Mecˆanica Espacial e Controle, orientada pelo Dr. Roger Ribeiro Riehl,
aprovada em 19 de fevereiro de 2009.
Registro do documento original:
<http://urlib.net/sid.inpe.br/mtc-m18@80/2009/04.07.18.33>
INPE
S˜ao Jos´e dos Campos
2009
Dados Internacionais de Cataloga¸c˜ao na Publica¸c˜ao (CIP)
Santos, Nadjara .
S59d
Desenvolvimento de tubo de calor circuitado (Loop Heat Pipe-
LHP) para aplica¸c˜oes Espaciais / Nadjara dos Santos . – S˜ao Jos´e
dos Campos : INPE, 2009.
188p. ; (INPE-15731-TDI/1477)
Tese (Mecˆanica Espacial e Controle) – Instituto Nacional de
Pesquisas Espaciais, S˜ao Jos´e dos Campos, 2009.
Orientador : Drs. Roger Ribeiro Riehl.
1. Tubo de Calor Circuitado (LHP). 2. Controle t´ermico. 3. Sa-
t´elites artificias. 4. Dispositivos bif´asicos. 5. Desenvolvimento da
tecnologia. I.T´ıtulo.
CDU 62:536.24
Copyright
c
2009 do MCT/INPE. Nenhuma parte desta publica¸c˜ao pode ser reproduzida, arma-
zenada em um sistema de recupera¸c˜ao, ou transmitida sob qualquer forma ou por qualquer meio,
eletrˆonico, mec´anico, fotogr´afico, microf´ılmico, reprogr´afico ou outros, sem a permiss˜ao escrita da
Editora, com exce¸c˜ao de qualquer material fornecido especificamente no prop´osito de ser entrado
e executado num sistema computacional, para o uso exclusivo do leitor da obra.
Copyright
c
2009 by MCT/INPE. No part of this publication may be reproduced, stored in a
retrieval system, or transmitted in any form or by any means, eletronic, mechanical, photocopying,
microfilming, recording or otherwise, without written permission from the Publisher, with the
exception of any material supplied specifically for the purpose of being entered and executed on a
computer system, for exclusive use of the reader of the work.
“Existem apenas duas maneiras de ver a vida. Uma é apenas pensar que
não existem milagres e a outra é que tudo é um milagre”.
Albert Einstein
A meus pais, por todo o suporte dado ao longo de toda minha
trajetória acadêmica, sem o qual esta última não teria sido possível.
AGRADECIMENTOS
Primeiramente, devo agradecer ao Prof. Dr. Roger R. Riehl cuja orientação e
compreensão foram imprescindíveis à elaboração e conclusão deste trabalho, com o
qual aprendi a conviver e compreender seu método de ensino. Devo-lhe meu
amadurecimento e conquistas registradas nessa pesquisa.
Agradeço também aos demais professores pelo profissionalismo e pelo muito
que me ensinaram.
Aos amigos do DMC pela amizade, ajuda, compreensão e principalmente
incentivo, que foi relevante para o desenvolvimento deste trabalho.
À FAPESP pela bolsa a mim concedida, que cumpriu com o seu papel de apoio
à pesquisa nacional.
Chego ao final deste trabalho com a certeza de que devo sinceros
agradecimentos a todos que me ajudaram direta ou indiretamente.
RESUMO
Satélites artificiais são constituídos de vários equipamentos eletrônicos e mecânicos
que, na maioria dos casos, dissipam calor e requerem condições térmicas de operação
bastante diferenciadas. Sistemas compostos por tubos de calor circuitados-LHP são de
grande confiabilidade no controle térmico de equipamentos eletrônicos, estruturas e
satélites, por manterem suas temperaturas em faixas de operação bem restritas e não
utilizarem partes móveis. Esses sistemas operam passivamente por efeitos de forças
capilares geradas no evaporador capilar, o qual adquire calor de uma fonte quente sendo
transferido a um fluido de trabalho que opera em seu estado puro. Tubos de calor
circuitados são dispositivos bifásicos de transferência de calor, os quais foram estudados
em ambos os casos, experimentalmente e analiticamente. Testes foram realizados em
condições de laboratório para o sistema na posição horizontal e testes em condições
simuladas de espaço foram realizados (em câmara de termo-vácuo e em vibração),
visando avaliar a potencialidade do uso do LHP proposto em futuras missões espaciais.
A qualificação do dispositivo bifásico de controle térmico foi um processo necessário e
importante para o desenvolvimento dessa tecnologia. Testes de vida com o LHP foram
realizados, buscando-se identificar a potencialidade de geração de gases não
condensáveis no interior do LHP em virtude da interação química entre os materiais e o
fluido de trabalho utilizado. Um programa computacional foi desenvolvido em que o
objetivo foi obter uma ferramenta de projeto para LHPs. O programa utilizou um
modelo térmico e de perda de carga hidráulica, onde ambos trabalharam de forma
interativa buscando as condições ótimas de operação de uma dada geometria de LHP,
aliada às condições de operação e ao fluido de trabalho. Os resultados obtidos
proporcionaram a qualificação da tecnologia envolvida para fabricação de LHPs para
uso espacial, baseados em testes extensivos em condições de laboratório, bem como
avaliação da vida útil desses dispositivos. Os resultados ainda serviram para validar o
modelo matemático concebido, o qual apresentou boa correlação com os dados
experimentais, servindo assim como uma ferramenta de projeto para novos LHPs.
DEVELOPMENT OF LOOP HEAT PIPE ( LOOP HEAT PIPE-LHP) FOR
SPACE APPLICATIONS
ABSTRACT
Artificial satellites are constituted of several electronic and mechanical
equipment, which usually dissipate heat and thermal conditions of operation require
quite different approach. Systems consisting of loop heat pipe-LHP are of great
reliability in thermal control of electronic equipment, structures and satellites, by
keeping their temperatures within very restricted operation range and uses no moving
parts. Those systems operate passively by effects of capillary forces generated in the
capillary evaporator, which acquires heat of a power source being transferred to a
working fluid that operates in its pure state. Loop heat pipe is a two-phase heat transfer
device, which they were studied in both cases, experimentally and analytically. Tests
were accomplished in laboratory conditions for the system in a horizontal position and
test in simulated conditions of space have also been done (in the thermal-vacuum
chamber and vibration), which demand to evaluate the potentiality of use the proposed
LHP in future space missions. The qualification of the two-phase thermal control device
was necessary and very important process for the development of this technology. Life
testing with LHP has been done, being a demand to identify the potentiality of non-
condensable gases generation in LHP by virtue of the chemical interaction between the
working fluid and materials used. A computer program was developed in which the
objective was to obtain a design tool for LHPs. The program has used a thermal and a
hydraulic pressure drop models, where both worked in interactive way seeking the
optimum conditions of operation for a given geometry of LHP, allied to the conditions
of operation and working fluid. The results provided a description of the technology
involved in making LHPs for space, based on an extensive testing in laboratory
conditions, as well as assessment of the useful life of the devices. The results also
served to validate the developed mathematical model, which showed good correlation
with the experiments, serving as a tool to design new LHPs.
SUMÁRIO
LISTA DE FIGURAS
LISTA DE TABELAS
LISTA DE SÍMBOLOS
LISTA DE SIGLAS E ABREVIATURAS
1. INTRODUÇÃO................................................................................................ 31
1.1 Revisão bibliográfica........................................................................................ 34
1.1.1 Tubos de calor................................................................................................... 34
1.1.2 Circuitos por bombeamento capilar.................................................................. 36
1.1.3 Tubos de calor circuitados (LHPs)................................................................... 38
1.1.3.1 Projeto de LHPs................................................................................................ 41
1.1.3.2 Operação de LHPs............................................................................................ 47
1.1.3.3 Aplicações do LHP em ambiente espacial....................................................... 53
1.2 Objetivos........................................................................................................... 63
2. DESENVOLVIMENTO DO LHP................................................................... 65
2.1 Descrição de operação do LHP......................................................................... 73
3. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS EXPERIMENTAIS...................... 77
3.1 Resultados dos testes do TCD-LHP2................................................................ 79
3.2 Resultados do TCD-LHP3................................................................................ 82
3.3 Resultados comparativos de testes de vida e detecção de gases não
condensáveis.................................................................................................... 90
4. MODELO COMPUTACIONAL..................................................................... 97
4.1 Modelo hidráulico............................................................................................. 97
4.1.1 Pressão capilar.................................................................................................. 97
4.1.2 Determinação da perda de carga nos componentes do LHP............................. 99
4.1.2.1 Perda de carga no evaporador........................................................................... 99
4.1.2.2 Perda de carga nas linhas de transporte...........................................................102
4.1.2.3 Perda de carga no condensador.......................................................................103
4.1.3 Apresentação dos resultados............................................................................104
4.1.3.1 Evaporador.......................................................................................................104
4.1.3.2 Linhas de transporte.........................................................................................105
4.1.3.3 Condensador....................................................................................................107
4.2 Modelo térmico................................................................................................109
4.2.1 Cálculo dos parâmetros de transferência de calor...........................................112
4.2.1.1 Coeficiente de transferência de calor...............................................................113
4.2.2 Retorno do líquido subresfriado......................................................................114
4.2.3 Apresentação dos resultados............................................................................119
5. PROCEDIMENTO PARA A QUALIFICAÇÃO DO LHP............................127
5.1 Programa de testes – NASA............................................................................128
5.2 Programa de testes - ESA PSS-49...................................................................129
5.3 Documentação necessária e análise.................................................................129
6. QUALIFICAÇÃO DO LHP............................................................................133
6.1 Especificação do modelo de qualificação........................................................133
6.2 Análise estrutural do modelo de qualificação do LHP....................................135
6.2.1 Análise estrutural do novo modelo de qualificação.........................................136
6.2.2 Novo modelo de qualificação do LHP............................................................137
6.2.3 Resultados de simulação estrutural do novo modelo de qualificação.............138
6.2.4. Resultados da análise modal............................................................................140
6.2.5 Repetibilidade dos processos de fabricação.....................................................143
6.2.6 Montagem do TCD-LHP3 – modelo de qualificação......................................144
6.3 Procedimento da qualificação do LHP............................................................146
6.3.1 Testes de vibração............................................................................................146
6.3.2 Objetivo dos ensaios........................................................................................146
6.3.3 Descrição do espécime.....................................................................................147
6.3.4 Condições de ensaio.........................................................................................147
6.4 Testes na câmara vácuo-térmica......................................................................157
6.4.1 Configuração da câmara vácuo-térmica..........................................................157
6.4.2 Procedimento dos testes TCT e TVT...............................................................161
6.4.3 Resultados dos testes TCT e TVT...................................................................163
6.4.4 Desempenho dos testes do LHP no laboratório depois do TCT e TVT..........164
6.4.5 Teste de vida do LHP.......................................................................................166
7. CONCLUSÃO.................................................................................................169
7.1 Trabalhos Futuros............................................................................................171
8. BIBLIOGRAFIA.............................................................................................173
APÊNDICE A. Propriedades Termofísicas...................................................................181
A1. Acetona ..................................................................................................................181
A2. Amônia...................................................................................................................183
APÊNDICE B. Análise de Incertezas............................................................................185
ANEXO A. Publicações................................................................................................187
LISTA DE FIGURAS
1.1. Esquematização do LHP..................................................................................... 32
1.2. Esquematização do tubo de calor........................................................................ 35
1.3. Tubos de calor empregados no controle térmico dos satélites CBERS.............. 36
1.4. Esquematização do CPL..................................................................................... 38
1.5. Fluido de trabalho referente a sua temperatura de operação.............................. 39
1.6. Diagrama P-T para a operação de um LHP........................................................ 42
1.7. LHP com múltiplos evaporadores....................................................................... 45
1.8. LHPs em miniatura............................................................................................. 46
2.1. Representação dos componentes do evaporador capilar/câmara de
compensação....................................................................................................... 67
2.2. Esquematização utilizada pelos LHPs................................................................ 68
2.3. Bancada de testes dos LHPs............................................................................... 69
2.4. Curva de Carga Nominal dos LHPs.................................................................... 72
2.5. Comparação entre operações do (a) TCD-LHP2 e (b) TCD-LHP3.................... 74
3.1. Ciclo de potência TCD-LHP2 para perfil 7 – banho em -5 °C........................... 80
3.2. Ciclo de potência TCD-LHP2 para perfil 2 – banho em -20 °C......................... 80
3.3. Operação-perfil 5-modo de dormência TCD-LHP2 - banho em 5°C................. 81
3.4. Operação perfil 5-modo de dormência TCD-LHP3 - banho em 5°C................. 83
3.5. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 7 - banho em -5 °C........................ 84
3.6. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 2 - banho em -20 °C...................... 85
3.7. Resistências térmicas do LHP2 e LHP3............................................................. 86
3.8. Temperatura do evaporador do LHP2 e LHP3................................................... 87
3.9. Coeficiente de transferência de calor no evaporador do (A) LHP2 e (B)
LHP3................................................................................................................... 89
3.10. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 1 - banho a 10 °C nas datas: (A) 06-
05 e (B) 05-07..................................................................................................... 91
3.11. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 6 - banho a 0 °C nas datas: (A) 08-05
e (B) 09-07.......................................................................................................... 93
3.12. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 2 - banho a -10 °C nas datas: (A) 07-
05 e (B) 09-07..................................................................................................... 94
3.13. Ciclo de potência TCD-LHP3............................................................................. 95
4.1. Perdas hidráulicas no evaporador......................................................................105
4.2. Perdas hidráulicas na linha do
líquido...............................................................106
4.3. Perdas hidráulicas na linha do vapor.................................................................107
4.4. Perdas hidráulicas no condensador....................................................................108
4.5. Esquema do balanço de energia no tubo do condensador.................................115
4.6. Esquematização das resistências térmicas no condensador...............................116
4.7. Comparação dos resultados experimentais e teóricos do LHP3........................120
4.8. Comparação dos resultados experimentais e teóricos do LHP3 para temperatura
do dissipador a 0°C............................................................................................121
4.9. Comparação dos resultados experimentais e teóricos do LHP3 para temperatura
do dissipador a 10°C..........................................................................................122
4.10. Comportamento das temperaturas do LHP3, para temperatura do dissipador a
10°C e temperatura ambiente a 19 °C................................................................123
4.11. Efeito da temperatura ambiente no comportamento das temperaturas do LHP3
para temperatura do dissipador a 5°C................................................................124
4.12. Comparação das resistências térmicas: teórico e experimental do LHP3.........125
5.1. Esquematização do procedimento de qualificação do LHP...............................131
6.1. Fotografia do modelo de qualificação do LHP.................................................135
6.2. Esquematização do novo modelo de qualificação do LHP...............................136
6.3. Modelo de elementos finitos do LHP................................................................139
6.4. Primeiro modo de vibração do LHP.................................................................140
6.5. Segundo modo de vibração do LHP..................................................................141
6.6. Terceiro modo de vibração do LHP...................................................................141
6.7. Quarto modo de vibração do LHP.....................................................................142
6.8. Quinto modo de vibração do LHP.....................................................................142
6.9. Modelo de qualificação do LHP........................................................................143
6.10. Fotografia dos conjuntos evaporador capilar/câmara de compensação.............144
6.11. Fotografias do modelo de qualificação – soldagem das conexões....................145
6.12. Localização dos acelerômetros de medida no experimento LHP (Pontos 01 a
09)......................................................................................................................150
6.13. Outra vista das localizações dos acelerômetros de medida no experimento LHP
(Pontos 01 a 08 & 10)........................................................................................150
6.14. Vista em “close-up” dos pontos de (01 até10) selecionados para a medida de
vibração no experimento LHP...........................................................................151
6.15. Vista geral do experimento com a instrumentação de medida..........................152
6.16. Vista geral da placa-base com o experimento LHP montado sobre a placa
adaptadora de vibração e detalhe dos calços espaçadores utilizados.................153
6.17. Vista Geral do experimento montado no sistema de vibração...........................154
6.18. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo X....................155
6.19. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo Y....................156
6.20. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo Z....................156
6.21. Modelo da qualificação do LHP: (a) instrumentação sem o isolamento; (b)
radiador pintado com tinta branca......................................................................159
6.22. Modelo da qualificação do LHP com isolamento MLI.....................................160
6.23. Teste de desempenho do LHP usando convecção natural antes dos testes TCT e
TVT....................................................................................................................160
6.24. Fotografias da instalação do LHP na câmara vácuo-térmica.............................161
6.25. Aplicação dos ciclos térmicos no LHP..............................................................163
6.26. Desempenho do LHP após os testes TVT e TCT..............................................165
LISTA DE TABELAS
2.1. Características geométricas dos componentes dos LHPs – TCD-LHP2 e TCD-
LHP3................................................................................................................... 67
3.1. Ciclos de potência aplicados nos LHPs.............................................................. 78
4.1 Valor da constante C proposto por Lockhart- Martinelli no multiplicador
bifásico...............................................................................................................117
6.1. Características geométricas do LHP para qualificação......................................134
6.2. Dados do modelo...............................................................................................139
6.3. Propriedades de massa resultante do modelo numérico....................................140
6.4. Instrumentação...................................................................................................147
6.5. Resumo de ensaios.............................................................................................148
6.6. Ensaios de vibração senoidal.............................................................................149
6.7. Ensaios de vibração aleatória.............................................................................149
6.8. Especificações da câmara vácuo-térmica..........................................................158
6.9. Descrição dos testes...........................................................................................159
LISTA DE SÍMBOLOS
A área, m
2
evap
A
área interna do evaporador em contato com as ranhuras, m
2
D diâmetro, m
D número de dias de operação
f fator de atrito de Darcy
h coeficiente de transferência de calor convectiva, W/m
2
.°C
φ
2
h
coeficiente de transferência de calor convectiva bifásico, W/m
2
.°C
lv
h calor latente de vaporização
K permeabilidade, m
2
k condutividade térmica, W/m.°C
m
k condutividade térmica do material, W/m.°C
ef
k
condutividade térmica efetiva da estrutura porosa primária, W/m.°C
L
comprimento, m
r
L comprimento da ranhura, m
.
m vazão mássica, kg/s
M inventário do fluido de trabalho
Nu número de Nusselt
c
n número de canais
Pr número de Prandtl
.
Q carga, W
APP
Q
.
calor total aplicado no evaporador, W
HL
Q
.
calor parasita, W
SC
Q
.
calor que retorna do líquido subresfriado, W
ACC
Q
−
.
ganho ou perda de calor da câmara de compensação para o ambiente, W
R é o raio de curvatura do menisco na estrutura porosa
Re número de Reynolds
r raio médio dos poros, m
e
r raio externo da estrutura porosa, m
i
r raio interno da estrutura porosa, m
T
Temperatura, °C
o
T Média da temperatura de operação de cada teste, °C
cc
T Temperatura da câmara de compensação, °C
evap
T Temperatura do evaporador, °C
e
T Temperatura de entrada, °C
evapT
e
Temperatura de entrada do evaporador, °C
condT
e
Temperatura de entrada do condensador, °C
s
T Temperatura de saída, °C
evapT
s
Temperatura de saída do evaporador, °C
condT
s
Temperatura de saída do condensador, °C
u velocidade, m/s
UA coeficiente de transferência de calor total, W/°C
V
loop
volume do circuito LHP
total
P∆ perda de carga do sistema, N/m
2
evap
P∆
perda de carga no evaporador, N/m
2
liquido
P∆ perda de carga na linha do líquido, N/m
2
vapor
P∆ perda de carga na linha do vapor, N/m
2
ep
P∆
perda de carga na estrutura porosa, N/m
2
rcondensado
P∆ perda de carga no condensador, N/m
2
max,cap
P∆ pressão capilar máxima, N/m
2
t∆ duração dos testes
wac
T
.
∆ diferença de temperatura através da estrutura porosa primária, °C
l
dz
dP
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
gradiente de pressão na fase líquida, N/m
3
dz
dP
evapl,
gradiente de pressão na fase líquida no evaporador, N/m
3
v
dz
dP
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
gradiente de pressão na fase vapor, N/m
3
dz
dP
evapv,
gradiente de pressão na fase vapor no evaporador, N/m
3
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
L
hA
condutância térmica por unidade de comprimento, W/m°C
AC
L
UA
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
coeficiente de transferência de calor total por unidade de comprimento do
interior do tubo do condensador para o ambiente, W/m°C
SC
L
UA
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
coeficiente de transferência de calor total por unidade de comprimento do
interior do tubo do condensador para a placa do condensador, W/m°C
V
ep
volume da estrutura porosa primária
V
es
volume da estrutura porosa secundária
V
r
volume das ranhuras
α fração de vazio do volume ocupado na câmara de compensação
β fração de volume ocupado pelo líquido na câmara de compensação
x título
X parâmetro de Martinelli
ρ densidade, kg/m
3
µ
viscosidade, kg/s.m
σ tensão superficial , N/m
θ ângulo de contato entre o líquido e a estrutura porosa
λ calor latente de vaporização
Φ multiplicador bifásico
Subscritos
Amb ambiente
Bif bifásico
c canais
cc câmara de compensação
cap capilar
cond condensador
dis dissipador
e entrada
ep elemento poroso primário
evap evaporador
ext externo
h hidráulico
i interno
in entrada
l líquido
lv linha do vapor
ll linha do líquido
m material
out saída
p parede
sat saturado
v vapor
w estrutura porosa primária
ε porosidade
φ
2 bifásico
LISTA DE SIGLAS E ABREVIATURAS
CEL Calor Específico do Líquido
CEV Calor Específico do Vapor
CLV Calor Latente de Vaporização
CPL Capillary Pumped Loop
CTL Condutividade Térmica do Líquido
CTV Condutividade Térmica do Vapor
CVT Câmara Vácuo-Térmica
DL Densidade do Líquido
DV Densidade do Vapor
GNC Gás Não Condensável
HP Heat Pipe
LHP Loop Heat Pipe
MLI Multi Layer Insulation
PE Perda de Carga no Evaporador
PLE Perda de Carga devido ao Escoamento do Líquido no Evaporador
PVE Perda de Carga devido ao Escoamento do Vapor no Evaporador
RT Resistência Térmica
TCD Thermal Control Device
TCT Teste de Ciclagem Térmica
TVT Thermal Vacuum Test
TS Tensão Superficial
VIL Viscosidade do Líquido
VIV Viscosidade do Vapor
31
1. INTRODUÇÃO
Os sistemas bifásicos de bombeamento capilar são considerados dispositivos
altamente confiáveis no controle térmico de equipamentos eletrônicos, estruturas e
satélites, por manterem suas temperaturas em faixas de operação bem restritas e não
utilizarem partes móveis (HOLMAN, 1983). Voltado a essa aplicação, tubos de calor
(Heat Pipe-HP), circuitos por bombeamento capilar (Capillary Pumped Loop-CPL) e
tubos de calor circuitados (Loop Heat Pipe-LHP) são dispositivos que permitem a
transferência de quantidades substanciais de calor através de pequenas áreas
superficiais.
O LHP foi desenvolvido em meados dos anos 80 na antiga União Soviética por
Maydanik em 1985 (KAYA; HOANG, 1999), com o objetivo de fornecer uma solução
para os problemas dos tubos de calor. Os LHPs surgiram então como uma alternativa
bastante confiável para o controle térmico passivo de componentes aeroespaciais
transportando grandes quantidades de calor em longas distâncias, operando contra a
gravidade e apresentando operação totalmente passiva.
A maior diferença entre o LHP e a CPL é a posição do reservatório bifásico que,
neste caso, é uma parte do evaporador, o qual pode apresentar mais do que uma
estrutura porosa no caso do LHP, visando partidas confiáveis e utilização em
microgravidade (KURWITZ, BEST, 1997; DUTRA; RIEHL, 2003). A simples
localização do reservatório na entrada do evaporador capilar garante que o líquido esteja
sempre sendo fornecido ao evaporador nos momentos críticos de seu funcionamento,
que são durante a partida e na mudança de potência introduzida no evaporador.
Tanto o CPL quanto o LHP apresentam componentes e comportamentos
operacionais similares. No entanto, a maior vantagem do LHP é que não há a
necessidade de controlar a temperatura atuante no reservatório bifásico e nem realizar
procedimentos de pré-condicionamento para a partida do dispositivo, atitude comum em
CPLs.
32
Investigações com relação às variáveis de projeto envolvidas em sistemas do
tipo LHP e CPL têm sido feitas (KAYA; HOANG, 1999), sendo que as mesmas foram
aplicadas com sucesso no projeto, construção e testes de LHPs (DUTRA; RIEHL, 2003;
RIEHL,2004b; RIEHL; SIQUEIRA, 2005; LAUNAY at al, 2007; RIEHL; SANTOS,
2008). A Fig.1.1 apresenta o esquema do LHP proposto.
Num LHP, as forças capilares são geradas no evaporador capilar por intermédio
de uma estrutura porosa localizada em seu interior, o qual adquire calor e o transfere
para o fluido de trabalho que este encontra em estado puro e saturado. Estas estruturas
porosas são fabricadas de materiais plásticos (polietileno) ou de metais sinterizados
(níquel, titânio, aço inox). O vapor gerado é responsável pelo deslocamento do líquido
das linhas para o condensador durante a partida do dispositivo. Uma vez condensado,
ainda por efeito de forças capilares, o líquido com um certo grau de subresfriamento,
retorna ao evaporador capilar onde completa o ciclo.
Figura 1.1. Esquematização do LHP.
A câmara de compensação é responsável pelo controle da pressão de saturação,
bem como pelo ajuste da temperatura do circuito em que opera, além do inventário de
líquido necessário para a operação do LHP nas condições impostas por uma dada taxa
de calor introduzida no evaporador capilar. Dessa forma, o reservatório bifásico realiza
33
o controle da temperatura e pressão de operação de forma, permitindo um controle
térmico eficaz.
Similar aos tradicionais tubos de calor, os LHPs têm algumas limitações na
transferência de calor. Entre estas limitações estão os limites de viscosidade, sônico, a
capilaridade, a temperatura de ebulição (CHUANG, 2003). Devido aos diferentes
projetos e às finalidades dos LHPs, estas limitações têm magnitudes e características
diferentes dos tubos de calor tradicionais.
Investigações têm sido realizadas por Ku (1999) e Ku e Birur (2001b) no sentido
de identificar os parâmetros que afetam o LHP, considerando sua geometria, o fluido de
trabalho, a temperatura da fonte quente e da fonte fria e a influência da condutância
térmica do fluido em relação à câmara de compensação. Porém, com relação aos
processos de produção e testes, foi realizado um extenso estudo por Riehl e Vlassov
(2003). Existe uma busca por fluidos de trabalho alternativos para a amônia, com o
objetivo de substituí-la por um fluido alternativo que represente menores riscos de
utilização (RIEHL; DUTRA, 2005). Diversos outros trabalhos têm sido feitos por Ku et
al. (2002) Riehl e Siqueira (2005 e 2006) e Riehl (2006c) visando aprimorar o projeto, a
operação e a aplicação de LHP.
Devido à necessidade de desenvolvimento de sistemas do tipo LHP para uso em
missões espaciais, e à ausência no Brasil, de um grupo que atue na qualificação espacial
de sistemas desse tipo, essa linha de pesquisa tornou-se de interesse nacional, uma vez
que busca a independência brasileira desse tipo de tecnologia que hoje é importada.
Portanto, no trabalho em questão foi proposto um estudo voltado ao
desenvolvimento de LHPs visando sua implementação para futuras missões espaciais,
em que englobou atividades de projeto, construção, teste e qualificação da tecnologia
LHP.
34
1.1 Revisão bibliográfica
A utilização de sistemas de controle térmico passivo em aplicações espaciais tem
encontrado diversos desenvolvimentos durante a última década, uma vez que se
tornaram sistemas altamente confiáveis (KU, 1999; PETERSON, 1994). Sabendo que o
LHP é um caso particular no ambiente de dispositivos bifásicos de transferência de
calor, aqui se faz necessária a apresentação de um histórico referente ao
desenvolvimento dessa classe de dispositivos, bem como sua utilização e
potencialidades.
1.1.1 Tubos de calor
Esses dispositivos têm sido utilizados em missões espaciais desde a década de
70 devido às suas características passivas de controle térmico. Tubos de calor são
dispositivos que contém um fluido de trabalho em estado saturado (por exemplo,
amônia) que evapora assim que o calor proveniente de uma fonte de calor de alta
temperatura é introduzido na região de evaporação, transportando calor para a região de
dissipação (dissipador de baixa temperatura) através do principio de forças capilares que
promovem o bombeamento do fluido. Estes dispositivos são tubos selados,
normalmente cilíndricos na sua seção transversal, que utilizam o fenômeno de mudança
de fase para transportar grandes quantidades de calor com reduzidos gradientes de
temperatura entre suas extremidades, uma vez que o fluido de trabalho se encontra em
estado saturado. Como mostra a Fig. 1.2 abaixo, um tubo de calor consiste de três
regiões distintas: evaporador, condensador e região adiabática.
35
Figura 1.2. Esquematização do tubo de calor
Fonte: Chuang (2003).
As principais etapas de seu funcionamento são descritas a seguir (CHUANG,
2003):
a)
o fluxo de calor, aplicado na região do evaporador faz com que o líquido em
estado saturado presente na estrutura capilar evapore, aumentando a pressão
de vapor local;
b) esse aumento de pressão provoca o escoamento do vapor no sentido do
condensador, pela região central do tubo;
c) na região do condensador o vapor retorna à fase líquida, cedendo calor para a
parede do tubo;
d) o líquido é então bombeado por capilaridade de volta ao evaporador através
da estrutura porosa, completando o ciclo.
Como o fluido de trabalho está em estado puro, sua temperatura de evaporação é
praticamente constante. Isso só não acontece de fato devido à perda de carga na região
do vapor, entre o condensador e evaporador, provocando uma diferença de pressão entre
as duas regiões e conseqüentemente uma diferença de temperatura, dadas às condições
36
locais de equilíbrio termodinâmico. Sendo assim, as condições locais irão estabelecer o
equilíbrio para que o processo de mudança de fase ocorra (KU, 1999).
Porém, o tubo de calor apresenta algumas limitações com relação aos níveis de
fluxo de calor a serem dissipados, ângulo máximo de operação, entre outras (CHUANG,
2003). No entanto, são amplamente utilizados no controle térmico de diversos
dispositivos aeroespaciais (BAZZO; RIEHL, 2003). Alguns tubos de calor como por
exemplo na Fig. 1.3, têm sido empregados no controle térmico da família de satélites
CBERS que o Brasil constrói em associação com a China. Porém, esses tubos de calor
são fornecidos pela CAST-China, daí a necessidade de se dominar essa tecnologia para
futuras aplicações.
Figura 1.3. Tubos de calor empregados no controle térmico dos satélites CBERS.
1.1.2 Circuitos por bombeamento capilar
Com o objetivo de melhorar a capacidade de controle térmico com dispositivos
bifásicos que operam de forma passiva, circuitos por bombeamento capilar (CPL) foram
então desenvolvidos inicialmente por Stenger (1966) para sanar as limitações na
utilização dos tubos de calor, como por exemplo, a redução da capacidade de transporte
37
a longas distâncias. Nesse caso, o elemento poroso presente em todo o comprimento do
tubo de calor foi somente usado na seção do evaporador da CPL, onde as forças
capilares responsáveis pelo bombeamento do fluido de trabalho são geradas. O CPL é
composto pelos seguintes componentes: evaporador capilar, condensador e linhas de
transporte de vapor e de líquido e de um reservatório bifásico remoto, como mostra a
Fig. 1.4.
Forças capilares são geradas no evaporador capilar, o qual absorve calor de uma
fonte de alta temperatura e o transfere para o fluido de trabalho que encontra-se em
estado puro e saturado. A evaporação do fluido de trabalho se dá no elemento poroso
presente no interior do evaporador, fazendo com que o vapor gerado seja responsável
pelo deslocamento do líquido nas linhas de vapor para o condensador e da linha de
líquido para o evaporador durante a partida do dispositivo. O excesso de líquido é
transferido ao reservatório, o qual é responsável pelo controle e estabelecimento da
temperatura de operação de todo o sistema. Nesse caso, a temperatura do reservatório
deve apresentar um controle ativo, a qual indicará o nível de operação do CPL. Desta
maneira, o CPL apresenta alguns graus de liberdade para novos projetos como a
capacidade de transportar altos níveis de taxa de calor (acima de 5.000 W) em longas
distâncias. Apesar de CPLs apresentarem bons resultados de desempenhos térmicos
(BAZZO e RIEHL, 2003), possuem alguns problemas na partida do dispositivo, tanto
em ambiente terrestre bem como no espacial, devido ao fato de exigir um controle
térmico ativo no reservatório bifásico. Além disso, os CPLs necessitam passar por uma
operação conhecida como pré-condicionamento, a qual envolve a elevação da
temperatura do reservatório para o nível desejado de sua operação por, no mínimo, 24
horas. Esse pré-condicionamento visa dar maior confiabilidade à partida de uma CPL,
fazendo com que eventuais bolhas de vapor presentes no evaporador entrem em colapso
pelo aumento da pressão de saturação do fluido, mas traz alguns inconvenientes que
podem resultar na sua falha durante a partida. Apesar de apresentar tais problemas
durante a operação, CPLs foram desenvolvidas por vários anos e apresentaram
aplicações em algumas missões espaciais, como o satélite Terra da NASA (KU, 2004) e
o telescópio Hubble (SWANSON; BIRUR, 2002).
38
Figura 1.4. Esquematização do CPL .
Fonte: Vlassov (2003)
1.1.3 Tubos de calor circuitados (LHPs)
O desenvolvimento de tubos de calor circuitados (do Inglês Loop Heat Pipes -
LHPs) tem sido importante para a operação de sistemas em órbita que necessitam
dissipar grandes quantidades de calor, onde os tubos de calor convencionais apresentam
limitações ou não são aplicáveis.
Primeiramente, o sistema de controle térmico bifásico, tanto tubos de calor,
quanto CPLs e LHPs, deve apresentar uma operação confiável dentro da faixa de
temperatura que deve operar. Geralmente, a seleção do fluido de trabalho mais
apropriado baseia-se na experiência do projetista e de algumas informações referentes à
utilização de fluidos em outros sistemas no passado, como o que é apresentado pela Fig.
1.5.
39
Figura 1.5. Fluido de trabalho referente a sua temperatura de operação.
Fonte: Peterson (1994)
A seleção do fluido de trabalho ainda passa pela avaliação referente aos
materiais utilizados pelo sistema de controle térmico em si, uma vez que a
compatibilidade química entre eles é extremamente importante para avaliar seu tempo
total de vida útil, em virtude da potencial geração de gases não-condensáveis.
Os LHPs diferem dos CPLs com relação ao posicionamento do reservatório
bifásico e de alguns componentes internos. Num LHP, o reservatório bifásico, chamado
de câmara de compensação, é parte integrante do evaporador capilar apresentando uma
conexão direta entre esses dois componentes o que propicia partidas mais eficientes e
sem a necessidade de pré-condicionamentos. Essa característica torna LHPs tolerantes à
bolhas no evaporador, sendo essa uma situação não aceitável em CPLs. Além disso,
existe uma estrutura porosa secundária que está localizada dentro de todo o
comprimento ativo do evaporador e vai até a câmara de compensação. Essa
característica faz com que eventuais bolhas provenientes de uma má condensação
entrem em colapso. Por outro lado, a presença da estrutura porosa secundária apresenta
40
uma característica de efeito de tubo de calor no interior desses dois componentes,
favorecendo a troca de massa entre o evaporador (parte mais quente) e a câmara de
compensação (parte mais fria).
Grandes avanços foram obtidos nos últimos 10 anos no sentido de melhor
compreender o princípio de operação de sistemas tipo CPL e LHP, conforme descrito
por Riehl e Bazzo (2002). Potenciais aplicações de LHPs para uso espacial tem gerado
um considerável desenvolvimento desta tecnologia no mundo (SWANSON; BIRUR,
2002; SWANSON, 2004), sendo que algumas aplicações já estão ocorrendo, como é o
caso do Mars Rovers que possui estes dispositivos em operação (BIRUR et al., 2002) e
do GLAS-LHP (Geoscience Laser Altimeter System) (GROB et al., 2004) . No entanto,
existe uma busca por fluidos de trabalho alternativos para substituir a amônia, com o
objetivo de melhorar o desempenho de LHPs (GONCHAROV; KOLESNIKOV, 2002)
ou mesmo de substituí-la por um fluido que represente menores riscos de utilização
(RIEHL; DUTRA, 2005). Certos parâmetros que influenciam no desempenho de LHPs
têm sido ainda investigados, pois podem representar melhorias nas técnicas de projetos
de novos dispositivos (ROGERS et al., 2004). A forma similar de operação de CPL e
LHP leva a considerar que fatores que interferem no funcionamento de um pode causar
o mesmo efeito no funcionamento do outro. Desta forma, as ferramentas de projeto de
CPL podem ser utilizadas em LHPs como uma boa aproximação. No entanto, devido a
diferente configuração do reservatório bifásico no LHP em relação ao CPL, o efeito da
condutância térmica do evaporador ao reservatório deve ser cuidadosamente avaliada,
aspecto esse desconsiderado em sistemas tipo CPL, assim como o efeito hidrodinâmico
da estrutura porosa secundária. Este efeito ainda é objeto de investigação, uma vez que
se busca até os dias atuais correlações que representem melhor o comportamento de
uma forma geral, independente da geometria e do fluido de trabalho utilizado (KU,
1999).
Consideráveis avanços quanto ao projeto e operação de LHPs têm sido atingidos
ultimamente, sendo que esse sistema tem ganho atenção para ser utilizado no controle
térmico de satélites. Diversos testes têm sido realizados para condições em terra e em
41
microgravidade (KU, 1999; LONG; OCHTERBECK, 1999; GERHART; GLUCK,
1999; NORTH et al., 1997; BAKER et al., 1997), onde outros fatores que afetam o
funcionamento de um LHP têm sido investigados. Porém, esse assunto ainda necessita
consideráveis investigações, tanto experimental quanto analítica, pois diversos fatores
que influenciam o seu projeto e funcionamento ainda não foram devidamente estudados.
Para uma melhor percepção dos trabalhos desenvolvidos até os dias atuais, são
apresentados os seguintes tópicos:
1.1.3.1 Projeto de LHPs
LHP com um evaporador
Ku (1999) apresenta uma descrição das principais características de LHPs, como
a temperatura de operação do dispositivo, partida, comportamento térmico e hidráulico.
É mencionada que para conhecer a funcionalidade do LHP, é necessário saber a
interação térmica e hidráulica entre a câmara de compensação e evaporador capilar, bem
como entre os outros elementos, além dos efeitos de vários parâmetros sobre a
temperatura de operação. Além disso, Ku propôs diferentes situações do estado
líquido/vapor entrando no evaporador na partida do LHP. A temperatura acima do
limite durante a partida leva ao aumento da temperatura do reservatório acima do estado
estacionário no início ou no fim da operação. A condição em que o canal do vapor é
preenchido com líquido e o núcleo do evaporador é preenchido com mistura líquido-
vapor representa a condição mais difícil da partida do LHP. LHPs com múltiplos
evaporadores e condensadores também foram apresentados, porém LHPs com apenas
um evaporador tem aumentado suas aplicações na área espacial devido a sua alta
potencialidade de bombeamento e sua excelente operação. Uma avaliação da operação
de um LHP baseado num ciclo termodinâmico é apresentada na Fig. 1.6.
42
Figura 1.6. Diagrama P-T para a operação de um LHP.
Fonte: Ku (1999)
O vapor gerado no diâmetro externo do material poroso (ponto 1), presente no
evaporador, está no estado saturado. À medida que vapor escoa pelos canais do
evaporador, esse se apresenta ligeiramente superaquecido na saída do evaporador (ponto
2), devido ao aquecimento e ao decréscimo da pressão absoluta do fluido. Considerando
que a linha de vapor é adiabática, a temperatura do vapor permanece constante. À
medida que a pressão continua a decrescer ao longo da linha, o vapor torna-se cada vez
mais superaquecido em relação à pressão de saturação local, até atingir a entrada do
condensador (ponto 3). Então, o vapor começa a condensar-se dentro do condensador
(ponto 4), sendo realizada ao longo da linha de saturação onde ambas temperaturas e
pressões decrescem. Quando a condensação do vapor está completa (ponto 5), o líquido
continua a ser subresfriado no condensador, até atingir sua saída (ponto 6). Então, o
líquido sub-resfriado escoa pela linha de líquido, mantendo sua temperatura constante
devido ao escoamento adiabático. Quando o líquido atinge o centro do evaporador
(ponto 7), a sua pressão está a P
7
e sua temperatura a T
7
. Como não há escoamento entre
a câmara de compensação e o evaporador, durante o regime permanente, a pressão P
10
na câmara de compensação deve ser igual a P
7
. (KU, 1999).
SATURAÇÃO
LINHA DE
TEMPERATURA
P
R
E
S
S
Ã
O
P
1
P
7
P
8
T
6
T
10
T
5
T
4
T
1
1
2’
2
4
3
5
6
10
8
LIQUIDO
VAPOR
7
T
7
43
Baumann et al. (2000) mostraram que o LHP utilizado como dispositivo bifásico
para missões espaciais apresenta alguns limites na sua operação, porém apresentam
diferentes magnitudes e características dependendo do dispositivo e a finalidade. Esses
limites são afetados por gases não condensáveis (GNCs) no fluido de trabalho, causado
pela reação química entre o fluido de trabalho e os materiais utilizados na construção do
LHP, inclinação e massa no evaporador. Com esses problemas, foram apresentados
parâmetros relacionando metodologia para o cuidado com a partida e também a
correlação de um modelo analítico para a avaliação dos dados dos testes. A relação
combinando testes experimentais e um programa analítico foi importante para relatar os
fenômenos envolvidos.
Maydanik (2005) apresenta uma revisão de LHPs em que relata primeiramente
os critérios na escolha dos tipos de materiais utilizados no corpo do dispositivo, bem
como o fluido de trabalho. A base da análise teórica de diferentes aspectos e dos
elementos de operação do LHP foi apresentado por Maydanik e Fershtater (1997), em
que foi realizado um estudo das propriedades do LHP seguindo também conceitos
físicos, vantagens, inconveniências e idéias para desenvolvimento futuro desses
dispositivos. Foi feita uma comparação analítica do LHP e do CPL, mostrando as
diferenças no desempenho do projeto, bem como sua eficiência e potencialidades nas
suas diferentes aplicações.
Riehl e Siqueira (2005) fazem uma comparação entre dois LHPs, os quais foram
projetados e construídos para realizar o controle térmico em ciclos de potência de até 80
W. O desenvolvimento de LHP, visando a qualificação para futuras missões espaciais,
tem mostrado um grande potencial na aplicação do controle térmico. Neste trabalho
cada LHP tem um projeto diferente do conjunto de câmara compensação/evaporador
capilar, destacando o conjunto com a configuração integral (câmara de compensação e
evaporador com os mesmos diâmetros externos). A acetona, como fluido de trabalho,
mostrou-se uma opção vantajosa na realização dos testes além de apresentar controle
térmico confiável para todos os níveis de potências. A operação dos LHPs mostrou
grande potencial nos testes, sendo que a diferença básica entre eles é que o LHP com
44
câmara de compensação integral apresentou temperaturas de operação mais altas devido
a maior resistência térmica entre o conjunto câmara de compensação/evaporador
capilar. É importante salientar que o processo de transferência de calor parasita
(transferência de calor do evaporador para a câmara de compensação) afeta diretamente
a resistência térmica, bem como a temperatura de operação e do evaporador. A
avaliação da realização dos testes de vida em condições de laboratório foi satisfatória,
seguindo os parâmetros de desempenho do projeto e avaliando continuamente a
influência de gás não condensável durante o tempo de operação, o qual se mostrou
desprezível.
LHP com múltiplos evaporadores
No âmbito do projeto e aplicação de LHPs, Bienert e Nikitkin (1997)
apresentaram uma prova de praticidade para múltiplos evaporadores para um
condensador no LHP, como mostra a Fig.1.7, o qual foi demonstrado com sucesso,
como uma componente de sistema de controle térmico. Cada evaporador é conectado
num condensador por linhas de líquido flexíveis separadas e linhas de vapor. As linhas
de vapor se unem na entrada do condensador enquanto as linhas do líquido se
apresentam na saída do condensador. Isto permite testar dois evaporadores com
diferentes elevações e orientações. O condensador é uma dupla parede cilíndrica e o
vapor condensa na região anular entre a entrada e a saída cilíndricas. Cada evaporador é
construído em aço inox cilíndrico e contém elemento poroso de titânio. Este trabalho
mostrou uma evolução no desenvolvimento do LHP, porém não foi qualificado com
sucesso. Foi claramente demonstrado que para o estudo em questão os dois
evaporadores não eram confiáveis. No caso das elevações, o dispositivo não obteve bom
desempenho.
45
Figura 1.7. LHP com múltiplos evaporadores.
Fonte: Bienert e Nikitkin (1997)
Ku e Birur (2001a) apresentam um estudo para compreender a temperatura de
operação do LHP com dois evaporadores em paralelo, com dois condensadores também
em paralelo. Para um LHP com múltiplos evaporadores e múltiplos condensadores, a
determinação da temperatura de operação torna-se muito mais complexa. A temperatura
do líquido de cada câmara de compensação está em função da taxa de calor em cada
evaporador. Muitas variáveis podem afetar a temperatura da câmara de compensação e
sendo duas, elas tem que alcançar um equilíbrio de temperaturas. Com os resultados,
confirmou-se que com uma câmara de compensação a qual contém a mistura bifásica e
operando em condutância variável, pode-se controlar a temperatura de operação do
dispositivo, sendo que a outra ficou completamente preenchida de líquido e operando
em condutância constante. Além disso, a temperatura de operação é afetada pela taxa de
calor total que é distribuída aos dois evaporadores, dois condensadores e a temperatura
ambiente. Mas, através dos testes, foi mostrado o sucesso da divisão da taxa de calor
entre os evaporadores. A razão de se trabalhar com dois evaporadores é por possuir alta
capacidade de transporte de calor.
Como LHPs são dispositivos capazes de transferir calor para grandes distâncias
orientadas tanto na posição horizontal quanto na vertical, é possível criar sistemas
46
ramificados, reversíveis, controláveis para várias condições de operação referente ao
reduzido tamanho dos poros encontrados no evaporador capilar. Quanto à ramificação
dos LHPs, foi descrito um projeto com dois evaporadores e dois condensadores situados
paralelamente, simetricamente e perto da linha de vapor, em que os testes demonstraram
estabilidade na operação sob diferentes orientações (KU; BIRUR, 2001
a).
LHPs em miniatura
Com LHPs em miniatura como mostra a Fig. 1.8, os quais são utilizados em
dispositivos eletrônicos e computadores, pode-se observar que com a diminuição das
dimensões do dispositivo, houve problemas com a miniaturização no diâmetro do
evaporador. Isso ocorre, pois, com uma redução na espessura da estrutura porosa, pode
ocorrer evaporação no canal de líquido do evaporador. Portanto, houve a necessidade de
fazer uma adaptação no evaporador e utilizar um fluido de trabalho apropriado e com
condução de calor reduzida na estrutura capilar. Maydanik et al. (2004) apresentam
várias aplicações do LHP com utilização em equipamentos eletrônicos na área terrestre
e também sua utilização na tecnologia espacial, utilizando amônia como fluido de
trabalho.
Figura 1.8. LHPs em miniatura.
Fonte: Maydanik et al.(2004)
47
Singh et al. (2007) relatam o desenvolvimento de mini-LHPs para serem
aplicados em equipamentos eletrônicos compactos como notebooks e
microprocessadores, expandindo a aplicação de LHPs não só para sistemas
aeroespaciais, mas também para uso em terra. Neste em especial, sua estrutura porosa é
de cobre com formato de disco dando forma ao evaporador com 30 mm de diâmetro e
10 mm de espessura, sendo que o fluido de trabalho escolhido foi água. A questão de o
evaporador ser de formato plano e cilíndrico foi uma opção que pode ser considerada
ótima para o projeto do ponto de vista que ele não necessita de nenhuma interface
térmica como o “saddle”, o qual reduz o contato térmico com a fonte de calor, tendo
sido estudado e testado alguns tipos de protótipos para se chegar neste resultado
(SINGH et al, 2006). No caso de ser um evaporador cilíndrico, cada “saddle” cria uma
resistência térmica adicional e aumenta a massa total do LHP (MAYDANIK, 2004),
mesmo porque, evaporadores planos podem ser facilmente colocados num espaço
pequeno dentro de um objeto de controle térmico. Neste trabalho são apresentados o
estudo, o projeto, o desenvolvimento e os testes de um mini-LHP com evaporador
plano, o que mostra a preferência devido a menor resistência de interface, a sua
facilidade de integração dentro de um espaço limitado como um notebook, além de
desenvolver o transporte de 70 W a uma distância acima de 150 mm. Os resultados
experimentais foram satisfatórios tanto na operação quanto no comportamento do mini-
LHP, o que implica em mais uma opção de dispositivo no controle térmico passivo.
1.1.3.2 Operação de LHPs
LHP com um evaporador
Testes realizados em ambiente de microgravidade foram realizados no passado
(OTTENSTEIN e NIENBERG, 1998; BAKER et al., 1998; KURWITZ e BEST, 1997;
KOMINE et al; 1996), onde pode ser comprovada a eficiência de LHPs no transporte de
calor e massa em tais condições. Foi comprovado, também, que em ambientes de
microgravidade o efeito hidrostático da coluna de líquido é inexistente, permitindo que
48
a interface do meniscus no evaporador apresente uma curvatura desprezível, a qual
contribui para a partida instantânea de LHPs.
Riehl (2004) relata o desenvolvimento de LHPs para futuras missões espaciais,
os quais utilizam fluido de trabalho alternativo, como a acetona, seguindo a sugestão
usada em Dutra e Riehl (2003). Testes foram feitos para LHP na posição horizontal e
com o evaporador capilar acima e abaixo do condensador, os quais apresentaram bons
resultados seguindo as exigências operacionais. Os testes mostraram temperaturas da
fonte de calor em torno de 83 °C para 80 W, abaixo do nível máximo permitido pelas
estruturas porosas, que neste caso, foi utilizada a estrutura porosa de polietileno de
ultra-alto peso molecular. O LHP apresentou temperaturas na fonte de calor mais
elevadas quando o evaporador capilar estava localizado acima do condensador, como
resultado das resistências hidráulicas adicionais que esse modo de operação oferece ao
dispositivo. Para o LHP com evaporador capilar abaixo do condensador, foi observado
que a temperatura da operação da fonte de calor é mais baixa, devido a menores
restrições hidráulicas encontradas pelo LHP. Além disso, o LHP apresentou algumas
oscilações devido à redução da vazão de acetona, mas foi verificado que o dispositivo
apresenta operação compatível com o seu projeto.
Riehl e Santos (2006) apresentam o desenvolvimento de LHPs operando com
acetona como fluido de trabalho alternativo, para uma taxa de calor de 80 W. Neste
trabalho foram testados dois LHPs idênticos, os quais um apresentou estrutura porosa
primária com ranhuras axiais em seu evaporador capilar e o outro o apresentou com
ranhuras circunferenciais e ambos com microranhuras em seu diâmetro interno. Testes
foram feitos em ambiente de laboratório, além de que os dois dispositivos apresentaram
o mesmo comprimento ativo em seu evaporador, porém houve um ganho de 20% na
área de contato com a estrutura porosa primária com ranhuras circunferenciais, o que
obteve um desempenho térmico bem melhor, isto é, manteve níveis de temperaturas
50% menor do que com ranhuras axiais. Avaliando as resistências térmicas entre o
evaporador e a câmara de compensação nos dois dispositivos pode perceber claramente
49
que os valores apresentados pelo dispositivo com ranhuras axiais mostraram valores de
temperaturas bem maiores que os com ranhuras circunferenciais.
Seguindo o trabalho acima, Santos e Riehl (2007) mostram a continuidade do
desenvolvimento de LHPs e um extenso desempenho nos testes de vida com a nova
geometria da estrutura porosa primária, ou seja ranhuras circunferenciais, usando
acetona como fluido de trabalho alternativo. Com o contínuo desenvolvimento da
tecnologia LHP, a nova geometria aplicada e com os bons resultados, houve mais um
ganho na implementação do LHP para futuras aplicações espaciais. Contínuos testes
foram feitos e o dispositivo apresentou resultados confiáveis, pois foi possível observar
que o evaporador capilar com ranhuras circunferenciais apresentou temperaturas 50%
menor do que o evaporador com ranhuras axiais. Além disso, o LHP com baixas
temperaturas no evaporador e de operação resultou na redução das resistências térmicas
o que mostrou um grau de liberdade para novos projetos de controle térmico passivo.
Launay et al. (2007) fazem uma revisão na literatura investigando vários
parâmetros que afetam as características do comportamento de operação do LHP,
baseado nas mais recentes publicações focando projeto e aplicações. Porém, os autores
afirmam que alguns parâmetros não foram fáceis de analisar, devido ao fato deles
estarem extremamente associados, como, por exemplo, o fato do calor parasita na
direção radial e axial afetar as características do elemento poroso, assim como no
evaporador e na câmara de compensação. Além disso, a seleção do fluido de trabalho
que na visão dos autores, a amônia e o propileno devem ser usadas em aplicações com
temperaturas baixas e a água, álcool, acetona e R134a devem ser usados para aplicações
com altas taxas de temperaturas. Porém, não se pode deixar de verificar a
compatibilidade do fluido de trabalho com os materiais utilizados no dispositivo. Neste
trabalho também foi dada ênfase a troca de temperatura entre o dissipador de calor e o
ambiente, pois em muitas aplicações, como em equipamentos eletrônicos, a perda de
calor para o ambiente não é ideal para o desempenho do equipamento. Isso ocorre
porque o calor deve ser removido pelo condensador, dissipando-o para um radiador.
Para cada projeto deve ser estudada a evolução da temperatura de operação do LHP em
50
função da diferença de temperatura do dissipador para o ambiente, pois os autores
afirmam que o dissipador de calor ou a variação de temperatura ambiente podem induzir
um efeito no comportamento térmico-hidráulico do LHP.
LHP com múltiplos evaporadores
Ku e Birur (2001b) fazem uma revisão dos testes com dois evaporadores e dois
condensadores, seguindo a idéia do trabalho anterior, porém aqui mostra o desempenho
do dispositivo com relação à partida, ciclo de potência, ciclo de temperatura do
dissipador, ciclo de temperatura da câmara de compensação. Com os testes, foi possível
afirmar que o sucesso na operação do LHP foi alcançado em alguns casos, isto é,
fazendo a divisão de taxa de calor entre os evaporadores, temperatura dos
condensadores e temperatura ambiente.
Helden et al. (2005) apresentam o desenvolvimento da tecnologia LHP,
incluindo clássicos projetos, assim como LHPs reversíveis e em especial múltiplos
LHPs ou LHPs ramificados. Neste trabalho os múltiplos LHPs foram construídos e
testados, os quais apresentam dois evaporadores e dois condensadores, ambos em
paralelo, além de usar acetona como fluido de trabalho alternativo. Neste trabalho foram
feitos testes com algumas observações em particular quanto ao comportamento quando
colocado diferentes potências em diferentes evaporadores, verificando possíveis falhas
durante a partida e durante o funcionamento do dispositivo. Pode ser observado através
dos testes experimentais que os evaporadores capilares quando possuem as mesmas
cargas de calor alcançam sua condição em estado permanente mais rápido, além disso,
quando os evaporadores têm cargas diferentes, ou seja, um com carga mais baixa que o
outro ou vice-versa, o LHP ramificado é dominado pela condição de operação do
evaporador que apresenta carga de calor mais alta. Os testes mostraram confiabilidade
durante a operação e comportamento estável quando houve troca de níveis de carga de
calor. O contínuo desenvolvimento da tecnologia LHP torna-se importante para futuras
aplicações, os quais requerem dispositivos com controle térmico passivo.
51
Riehl (2006c) relata o desenvolvimento da tecnologia LHP para futuras
aplicações espaciais e terrestres, explorando novas configurações as quais o dispositivo
pode ser aplicado. Sabendo que para altos níveis de potência é indicado o uso de
múltiplos LHPs ou LHPs ramificados, o dispositivo aqui apresentado foi construído e
testado em condições de laboratório e usado acetona como fluído de trabalho. Os testes
experimentais apresentaram resultados confiáveis em sua operação como: sucesso em
sua partida e a contínua operação ao longo do tempo. No entanto, alguns cuidados são
necessários para garantir o sucesso na partida do dispositivo, como por exemplo, a
observação da temperatura das câmaras de compensação, garantindo assim a eficácia na
operação.
LHPs em miniatura
Maydanik (2005) havia apresentado LHP em miniaturas, o qual foi observado
que com a diminuição das dimensões do dispositivo, houve problemas com a
miniaturização no diâmetro do evaporador. Já no caso de evaporadores planos suas
dimensões foram modificadas também em sua espessura. É importante salientar que os
testes para LHP em miniatura apresentam diferentes condições de operação, além disso,
o fluido de trabalho utilizado nesse experimento é somente para avaliar o desempenho
térmico do dispositivo, pois ele apresenta incompatibilidade química com o material.
Foi apresentado um dispositivo em aço inoxidável e estrutura porosa de níquel e outro
de cobre com a mesma estrutura porosa. Devido à redução da área em que são aplicadas
as cargas de calor, a concentração de fluxo de calor estava presente o tempo todo, além
do que, a menor taxa aplicada foi de 10 W. Isso ocorreu porque com menores taxas a
concentração de calor parasita é maior levando o dispositivo à falha. Os testes
apresentaram resultados confiáveis de operação com uma carga máxima de 40 W. Um
contínuo desenvolvimento da tecnologia LHP torna-se importante, pois o dispositivo,
apesar de apresentar resultados confiáveis, ainda necessita de algumas avaliações
quanto ao material utilizado, tipos de fluidos de trabalho e problemas com taxas de calor
menor que 10 W.
52
Riehl (2006a) mostra bons resultados e o grande potencial de aplicação de LHPs
no controle térmico dependendo da necessidade de dissipação de calor e de cada projeto
específico, assim como a flexibilidade que a tecnologia apresenta, a qual pode ser usada
tanto na área espacial como terrestre.
Com o objetivo de mostrar o grande potencial no uso de LHPs para muitas
aplicações em que seja exigido o controle térmico, uma recente linha de pesquisa é
apresentada por Riehl (2006 b) em que é mostrado o comportamento de um mini-LHP
utilizando nanofluidos. Basicamente nanofluidos são fluidos de trabalhos convencionais
com nanopartículas de materiais sólidos usados para melhorar a condutividade térmica
do fluido. Foram utilizadas nanopartículas de óxido de níquel (99,5% de pureza) e
escolhida a água como fluido de trabalho devido a sua estabilidade quando adicionadas
às nanopartículas, utilizando estrutura porosa de níquel e material do LHP sendo aço
inoxidável. Também foram testados outros fluidos de trabalho como acetona, metanol e
etanol. Neste trabalho são mostrados o conceito, aplicação, características geométricas,
testes e resultados experimentais.
Este trabalho apresenta bons resultados preliminares de grande importância para
investigação de nanofluidos no controle térmico passivo, porém com algumas restrições.
Como por exemplo, o mini LHP tem um desempenho eficaz na fase líquida do processo,
porém com relação à fase do vapor pode ser comprometido. Isso ocorre, pois o
deslocamento do fluido na linha do vapor representa maior perda hidráulica,
especialmente com o acréscimo de partículas sólidas. As aplicações e os resultados
obtidos mostram que essa linha de pesquisa requer muita investigação buscando uma
melhor análise para o comportamento de nanofluidos em mini LHP e LHP.
Seguindo a linha de pesquisa de Riehl (2006 b) de mostrar o grande potencial no
uso de LHPs para muitas aplicações em que seja exigido o controle térmico, uma
segunda linha de pesquisa é apresentada por Riehl e Santos (2007). Aqui é mostrado o
comportamento de um mini-LHP, o qual foi projetado, construído e testado para avaliar
as características térmicas de dissipação de calor numa área de 3 cm
2
, em que o fluido
53
de trabalho é a água. O principal objetivo deste trabalho é mostrar um mini-LHP com
um desempenho térmico confiável em que o conjunto evaporador/câmara de
compensação apresenta um formato de disco plano.
Singh et al. (2008), seguindo a linha de pesquisa de desenvolvimento de mini
LHPs (SINGH et al., 2007), apresenta um mini LHP em que sua estrutura porosa é de
cobre com disco plano dando forma ao evaporador com 30 mm de diâmetro e 10 mm de
espessura, sendo que o fluido de trabalho era água. Neste trabalho, foi feito um estudo
detalhado da partida do dispositivo para cargas altas e baixas de calor. Os resultados
apresentados mostraram uma grande confiabilidade do projeto na partida e uma
contínua operação de ciclos de taxas de calor, porém foi observado que em partidas em
que a carga de calor era baixa, como 5 W, o tempo para chegar em regime permanente
foi maior. Enquanto que operando em diferentes ciclos de cargas de calor, o mini LHP
apresentou uma rápida resposta para alcançar o regime permanente, mostrando-se em
estado transiente num curto tempo de 2 a 3 minutos. É importante salientar neste
trabalho que o dispositivo foi capaz de alcançar uma resistência térmica mínima no
evaporador de 0,17
0
C/W a uma carga de calor de 70 W. O dispositivo apresentou um
bom desempenho nos testes, que para os autores foi considerado aceitável para esse tipo
de aplicação de pequenos dispositivos no controle térmico com altas taxas de carga de
calor.
1.1.3.3 Aplicações do LHP em ambiente espacial
Hoang et al. (2002) apresentam nova proposta para teste a bordo utilizando novo
projeto LHPs. Sabendo da necessidade de se utilizar dispositivos cada vez mais
compactos e eficientes, os autores desenvolveram um novo conceito de LHP (A-LHP),
utilizando a combinação LHP e CPL em um único circuito. Cada dispositivo apresentou
suas vantagens e desvantagens, mas neste projeto cada sistema opera sem herdar as
insuficiências do outro dispositivo. O programa de testes do A-LHP foi feito em
ambiente de laboratório, o qual foi feito durante dois meses, ou seja, os testes incluíam
partida, limite de transporte de altas cargas, operação de longa duração de baixas cargas,
54
ciclos de potência, variação na temperatura do dissipador. Os testes foram satisfatórios,
pois o A-LHP demonstrou habilidade no controle térmico, já que temperatura de
operação não mudou bruscamente quando houve mudança nas condições de operação,
porém o dispositivo foi destinado a determinar ciclos de alta potência, mas infelizmente
700W foi o limite do Kapton e não do A-LHP já que foi projetado para alcançar até
1000W. Este projeto foi importante no sentido de minimizar as configurações dos
dispositivos para o lançamento da espaçonave, porém ainda necessita de alguns
reajustes.
Visando a aplicação da tecnologia LHP em ambiente espacial, Riehl et al. (2003)
apresentam uma proposta do experimento do LHP para ser testado a bordo na Estação
Espacial Internacional (ISS). O LHP foi construído em aço inox e usando amônia como
fluido de trabalho e com ciclos de potência de até 80 W. Os resultados apresentados
mostraram uma grande confiabilidade do projeto com ciclos de taxas de calor, partida e
a operação contínua. Para o projeto, apesar de ser confiável, devido às condições de
segurança, existe uma preocupação com relação ao uso da amônia como fluido de
trabalho de sistemas LHPs, pois é altamente perigoso com relação ao seu manuseio,
podendo causar sérios danos à saúde de quem a manipula. Em vista disso, fluidos de
trabalho alternativos devem ser investigados para tornar-se potenciais substitutos para a
amônia.
Riehl e Dutra (2005) mostraram que em missões espaciais a aplicação do LHP
como dispositivo de controle térmico bifásico tem sido apresentado com sucesso.
Considerando os testes e desempenho do LHP para futuras missões espaciais, os autores
apresentam um projeto do LHP experimental, usando um modelo proposto por Kaya e
Hoang (1999), porém com suas características particulares, bem como aplicações e
restrições. Um LHP experimental foi construído e testado com acetona e projetado para
um controle térmico de até 70 W, sendo que o comprimento ativo do evaporador foi
reduzido. Os testes do LHP apresentaram desempenho confiável durante a operação do
dispositivo. Os testes apresentaram bom desempenho no procedimento do LHP na
modalidade de dormência, isto é a 2 W, em que partidas confiáveis foram observadas.
55
Um comportamento interessante foi verificado quando o LHP operava a 5 W, pois o
sistema alcançou o regime permanente em muito pouco tempo, o qual poderia ser
explicado pela geometria particular do projeto LHP e o uso da acetona como fluido de
trabalho. Os testes experimentais estavam de acordo com os resultados dos dados
calculados no procedimento do projeto, o qual mostrou que a proposta do LHP poderia
ser usada em futuras aplicações terrestres e espaciais.
Franklin et al. (2006) relatam uma descrição geral da tecnologia espacial Missão
8, o qual incluiu construção industrial da espaçonave e novas tecnologias de vôo. A
tecnologia em especial descrita inclui LHPs em miniaturas, o qual foi importante na
utilização em futuros lançamentos de mini satélites. Neste trabalho foram testados e
validados LHPs em miniaturas que consistem de dois evaporadores, dois condensadores
construídos no corpo do radiador. Na configuração em questão, dois evaporadores
foram colocados em paralelos, cada evaporador operava passivamente, sem a
necessidade de válvulas na distribuição dos fluidos. Assim como os evaporadores, os
condensadores também operavam passivamente, ou seja, houve uma grande ganho na
nova configuração, já que o dispositivo opera como um LHP simples. Os evaporadores
também podem mudar automaticamente os modos de evaporação, assim como o de
condensação, porém baseados nos limites térmicos do projeto em questão. É importante
salientar que cada instrumento pode operar independentemente sem afetar os outros
instrumentos.
Riehl (2006a) apresenta neste trabalho o desenvolvimento da tecnologia em
LHPs, incluindo clássicos LHPs, para o controle térmico de dispositivos eletrônicos,
LHPs reversíveis, ramificados e mini LHPs e suas possibilidades para uso terrestre e
espacial. Neste trabalho, os LHPs são desenvolvidos como dispositivos de controle
térmico passivo em que envolve um extensivo programa de qualificação para vôo. É
importante salientar que cada procedimento de qualificação envolve testes em câmara
vácuo-térmica e simulador de força “g”, ciclagem de testes térmicos e controle térmico
apropriado durante os testes do dispositivo em questão, mostrando as diferenças no
56
desempenho do projeto, bem como sua eficiência e potencialidades nas suas diferentes
aplicações.
É mostrado o programa de desenvolvimento de cada projeto, manufatura,
construção, desempenho do dispositivo em testes de vida em condições de laboratório,
procedimento de qualificação para vôo e certificação de acordo com as especificações.
Para que se qualifique e certifique esses dispositivos para uso espacial, a repetibilidade
dos processos deve ser comprovada no que diz respeito aos procedimentos de
fabricação, montagem, limpeza, carregamento e testes, além da certificação de
fornecedores de materiais destinados a fabricação de LHPs.
Riehl e Siqueira (2006) apresentam o desenvolvimento da tecnologia do LHP
para aplicações em futuras missões espaciais, dando uma continuidade ao trabalho
anterior (RIEHL; SIQUEIRA, 2005), o qual faz uma comparação entre dois LHPs que
foram projetados e construídos para realizar o controle térmico em ciclos de potência de
até 80 W. Foram utilizadas as mesmas características geométricas dos dois LHPs e
usando a acetona como fluido de trabalho, pois ambos foram projetados de acordo com
o modelo matemático apresentados por Riehl (2002) e Vlassov e Riehl (2005), para
determinar a melhor configuração e desempenho térmico para cada projeto e fluido de
trabalho. O modelo computacional é baseado no modelo proposto por Kaya e Hoang
(1999) no que diz respeito ao desempenho térmico de LHPs, associado a um modelo de
perda de carga hidráulico. Os resultados apresentados neste trabalho mostram a
operação de dois LHPs orientados horizontalmente, os quais foram submetidos a
extensivos testes de vida em condições de laboratório por mais de dois anos. É
importante considerar este tipo de informação, pois a análise cuidadosa ao longo do
tempo do comportamento dos LHPs serve para investigar a influência e a geração de
gases não condensáveis.
Com o objetivo de mostrar o grande potencial no desenvolvimento da tecnologia
de LHPs, Riehl e Santos (2008), neste trabalho em especial, apresentam o
desenvolvimento da tecnologia LHP que durou em torno de 4 anos, envolvendo
57
atividades como projeto, manufatura, montagem e testes para aplicações espaciais
usando acetona como fluido de trabalho. É importante salientar que vários protótipos
foram construídos e testados de acordo com o procedimento estabelecido para se obter o
nível tecnológico esperado, conforme definido por Riehl e Vlassov (2004), Riehl
(2004), Riehl e Siqueira (2005) e Riehl e Santos (2006). Dessa forma, os dois modelos
matemáticos foram validados com os dados experimentais, com o objetivo de aplicá-los
futuramente em projetos de LHPs no uso espacial (VLASSOV; RIEHL, 2005;
VLASSOV; RIEHL, 2006). Os dois modelos relataram o comportamento transiente dos
LHPs, tendo sido mostrados detalhes do dispositivo, dando mais precisão do
comportamento durante a mudança de fases. Com a tecnologia alcançada, o nível mais
importante de avaliação foi feito, o qual é conhecido como procedimento formal de
qualificação para aplicações espaciais. Todos os testes necessários foram feitos de
acordo com o procedimento para um dispositivo de controle térmico para uso espacial.
O desempenho dos testes experimentais em laboratório, bem como os testes em vácuo-
térmico e vibração, usados para verificar o tempo de vida do dispositivo em condições
espaciais, apresentaram resultados confiáveis capazes de certificar essa tecnologia para
uso em satélites.
Modelagem matemática de LHPs
Kaya e Hoang (1999) apresentaram um modelo matemático para o desempenho
do LHP em regime permanente em que são mostradas as equações de conservação de
energia e pressão do fluido para cada componente do LHP. A troca de calor entre cada
componente foi modelada em ambos os ambientes de radiação e convecção para validar
os resultados experimentais nas condições de termo-vácuo e ambiente. Os resultados
desse modelo foram comparados com resultados experimentais, os quais foram obtidos
usando dois LHPs diferentes e mostram bons resultados. No entanto, o objetivo dessa
investigação foi de provar um método para ser uma ferramenta confiável no uso para
determinar teoricamente o desempenho da operação do LHP em regime permanente.
58
Com o objetivo de utilizar dados experimentais em novos projetos de LHPs,
modelos matemáticos são concebidos para este fim. A maioria dos modelos
matemáticos foi desenvolvida para processos de níveis macroscópicos sem uma
condição de limite fixo. Cullimore e Baumann (2000) desenvolveram um modelo
avançado para o LHP, o qual foi usado diretamente no SINDA/Fluint, que é um
software de análise de controle térmico de satélites. Analisando os modelos disponíveis,
os autores tinham a necessidade de desenvolver um modelo que melhor descrevesse o
comportamento do LHP. Neste trabalho é usado um modelo que pode prever o
comportamento do LHP no espaço, o qual é usado no satélite Equars de baixa órbita
terrestre. Foram feitos ajustes do modelo correlacionando com os testes experimentais
feitos no laboratório, visando determinar o comportamento do LHP em condições
simuladas de ambiente espacial.
Watson et al. (2000) apresentaram um modelo analítico para o desempenho do
LHP em regime permanente, o qual foram feitas modificações do modelo original
incluindo parâmetros de ajustes da transferência do calor parasita do líquido na linha de
transporte, bem como a troca de calor entre a câmara de compensação e o ambiente, a
condutância térmica do condensador e a temperatura do fluido no núcleo da estrutura
porosa. Neste modelo foi utilizada amônia como fluido de trabalho, sendo a estrutura
porosa de níquel sinterizado e as linhas de transporte, o condensador e o evaporador em
alumínio. O projeto apresenta dados experimentais com níveis de potência que variam
de 50 a 1500 W e um condensador com resfriamento entre – 40°C a 20°C na orientação
horizontal. Entretanto, são feitos comparações das temperaturas de operação dos dados
experimentais com o modelo analítico durante os testes de caracterização. Neste
trabalho foram obtidos bons resultados, porém há a necessidade de melhorar a
representação do balanço de energia no modelo em regime permanente para que possa
estar disponível como uma ferramenta de trabalho.
Vlassov e Riehl (2005) apresentam um modelo matemático em que os resultados
foram comparados com os dados do comportamento do LHP nos testes experimentais.
Nesse modelo, os dados experimentais foram utilizados para ajustar as variáveis
59
referentes às condutâncias térmicas necessárias para correlacionar os resultados
simulados com os experimentais. Sendo assim, o modelo pode ser validado e condições
de operação em órbita terrestre puderam ser avaliadas. Os resultados experimentais
usados para validar o modelo foram obtidos pela operação do LHP com máxima taxa de
calor de 80 W e usando acetona como fluido de trabalho. A importância do uso do
modelo pelos autores foi para estabelecer as variáveis de projeto do sistema e ajuste das
condutâncias térmicas utilizadas para descrever o modelo do conjunto evaporador
capilar/câmara de compensação e condensador, buscando uma análise para o melhor
comportamento de operação do LHP.
Vlassov e Riehl (2006) relatam um modelo matemático transiente de LHP que
foi desenvolvido utilizando uma nova configuração interna na geometria do evaporador.
Inicialmente, o modelo descrevia uma estrutura porosa com ranhuras axiais no
evaporador, em que os resultados foram comparados com os dados experimentais do
comportamento de um LHP com as mesmas características. Uma nova configuração
geométrica foi apresentada, em que um evaporador cilíndrico com ranhuras de
circunferenciais é colocado com micro-ranhuras na superfície interna do evaporador.
Portanto, o modelo foi modificado devido às novas configurações e assim apresentando
maiores detalhes do evaporador e do condensador. O modelo foi modificado e os dados
experimentais foram utilizados para ajustar as variáveis referentes às condutâncias do
LHP, visando validar o modelo. Pode-se verificar que o evaporador utilizado neste
trabalho apresentava temperaturas mais uniformes devido ao efeito de tubo de calor de
cada ranhura circunferencial, bem como do efeito causado pelo líquido que ficava preso
no espaço entre a ranhura circunferencial e as micro-ranhuras no corpo do evaporador,
reduzindo assim as resistências térmicas durante a operação do LHP. Outros ajustes no
projeto do LHP surtiram efeitos de melhoria no desempenho do dispositivo, tendo sido
confirmados por extensos testes experimentais (RIEHL; SANTOS, 2006). Este trabalho
serviu para mostrar a importância do modelo bem como validá-lo com os testes
experimentais, buscando uma análise detalhada para o melhor comportamento de
operação do LHP.
60
Kaya e Goldak (2006) realizaram estudo numérico da transferência de calor e
massa da estrutura porosa no evaporador, assim como o limite de ebulição no LHP. Para
isso, foi feito o balanço de energia para cada componente do dispositivo, assim como as
equações de momento e massa, usando o método de elementos finitos para o
evaporador. Primeiramente, as soluções foram obtidas para a distribuição uniforme dos
poros na estrutura porosa usando o modelo de Darcy. Logo, a solução desse método foi
modificada para uma distribuição não uniforme dos poros usando um modelo em rede
bi-dimensional. É importante salientar que na utilização desse método foram obtidos
resultados, os quais eram próximos aos do modelo de Darcy. Aqui a estrutura porosa
primária está preenchida por líquido, porém sua interface se localiza na superfície do
elemento poroso primário, diferentemente do que foi considerado por Figus et al.
(1999), apesar de utilizar os mesmos modelos numéricos. Para a transição do líquido da
estrutura porosa para líquido-vapor é assumido o superaquecimento no local, o qual
torna difícil predizer tais valores devido aos parâmetros e procedimentos numéricos
complexos. Tais limites de superaquecimento na estrutura porosa foram calculados
através da teoria de aglomeração da nucleação para determinar o limite de ebulição.
Deve-se notar que nesta transição da estrutura porosa primária a condutividade térmica
efetiva foi estimada para a utilização nos cálculos nas condições do modelo
unidimensional. O procedimento de iteração entre os modelos unidimensional e
bidimensional poderia ter sido mais representativo, entretanto, computacionalmente,
isso não ocorre para todos os resultados esperados, ou seja, os valores numéricos são
calculados pelo mesmo caminho. Logo há uma diferença na densidade do líquido e do
vapor, o que causa uma defasagem significante em cada fase.
Chernysheva et al. (2007) apresentam um estudo para compreender a
temperatura de operação e a distribuição do fluido de trabalho no LHP. Para isso, são
mostrados alguns critérios básicos de modelo de operação na utilização do fluido de
trabalho, tanto na presença quanto na ausência da fase vapor na câmara de
compensação. Antes da avaliação dos critérios, o autor afirma que a temperatura de
operação depende de um grande número de fatores e parâmetros que influenciam, bem
como a própria posição do dispositivo, a troca de calor com os componentes e também
61
com o ambiente. Neste trabalho, a câmara de compensação é avaliada minuciosamente,
a qual é responsável pelo equilíbrio da temperatura do sistema, assim como também da
pressão. De acordo com os princípios físicos, há uma classificação do modo de
operação do reservatório, o qual pode funcionar completamente cheio de líquido
(condutância constante - ausência da interface líquido-vapor) ou parcialmente
(condutância variável - presença da interface líquido-vapor). Neste trabalho, foi
mostrado que cada modo tem suas peculiaridades, vantagens e desvantagens. Porém,
comparando-os para uma melhor avaliação conceitual e experimental, pode-se concluir
que quando o dispositivo opera com a câmara de compensação completamente cheia, a
temperatura de operação bem como a resistência térmica apresenta-se com baixas
temperaturas. Esse efeito é diferente do que ocorre na interface bifásica, pois aqui há a
influência do calor parasita, ou seja, com esse efeito há o aumento considerável da
temperatura de operação. Apesar disso, neste modo é possível regular a temperatura de
operação através da câmara de compensação, ou seja, o modo de operação depende da
transferência de calor do dispositivo. Com isso foi mostrado que com a mesma taxa de
calor e condições externas idênticas, há o aumento da temperatura do sistema quando é
usado o segundo modo de operação.
Kaya et al. (2008) relatam um modelo numérico transiente desenvolvido para
simular o desempenho de LHPs em ambiente terrestre e espacial. O dispositivo em
questão é de aço inoxidável e amônia como fluido de trabalho. A primeira motivação
do seu trabalho foi desenvolver um modelo matemático para simular o comportamento
transiente do LHP incluindo a fase inicial de seu funcionamento, usando o menor
número possível de parâmetros experimentais. As componentes do LHP foram
modeladas separadamente com a ferramenta de software EcosimPro. O modelo foi
baseado nas equações de conservação em função do tempo, usando o método DASSL.
Os autores afirmam que obtiveram bons resultados na simulação para altas taxas de
calor, porém para baixas taxas, no início das simulações, houve um princípio de
superaquecimento. Nesse caso específico, o calor parasita (transferência de calor do
evaporador para a câmara de compensação) através da estrutura porosa primária
necessitava ser melhor definido nas simulações e nos dados experimentais. Apesar do
62
modelo de simulação ser uma ferramenta indispensável na validação do dispositivo em
questão, este trabalho serviu para mostrar que ainda há dificuldades em simular com
estimações exatas, as quais dependem de alguns parâmetros experimentais. Porém, uma
vez o modelo sendo validado, serviu também para que futuramente possa ser utilizado
em sistemas de controle térmico em condições operacionais mais complexas.
Launay et al. (2008) mostram um modelo analítico em estado permanente
baseado na simplificação algumas equações para verificar o comportamento do LHP,
como a temperatura de operação para vários fluidos e parâmetros geométricos. Essas
equações, as quais apresentam soluções aproximadas, foram utilizadas para determinar
as variáveis de operação de LHPs, que neste caso foram quatro modos distintos de
operação com condutância fixa e variável. Inicialmente as soluções aproximadas
facilitaram na identificação dos mecanismos físicos, os quais influenciam na
temperatura de operação e em adicional, a transição do fluxo de calor entre os modos de
condutância pode ser estimado nesse modelo analítico, ajudando a solucionar problemas
nos condensadores. Tais aproximações foram usadas para validar cada modo de
operação do LHP para vários fluidos (metanol e acetona), características do elemento
poroso (alta e baixa condutividade térmica), características geométricas (evaporador
cilíndrico ou plano) e condições de operação (elevação, diferença de temperatura entre o
ambiente e o dissipador de calor). Este modelo serviu para simplificar a validação de
cada componente do LHP, isto para várias geometrias e condições de operação.
Em vista do avanço no desenvolvimento dessa tecnologia para controle térmico
passivo de satélites, pode-se avaliar que atualmente o País conta com os requisitos
necessários para a sua implementação em diversas aplicações. O trabalho em questão
também contempla esse avanço, dando sua contribuição apresentando os resultados
obtidos até o momento, bem como o prosseguimento das atividades para o futuro. A
revisão da bibliografia aqui apresentada mostra que grandes avanços foram obtidos ao
longo dos anos com relação ao desenvolvimento da tecnologia de LHPs, mas diversos
pontos ainda devem ser observados e pesquisados. Em vista disso, o trabalho em
63
questão foi motivado com o intuito de preencher essas lacunas e dar as bases para a
qualificação da tecnologia de LHP a ser utilizada no País.
1.2 Objetivos
Em vista da Revisão Bibliográfica apresentada, é possível observar que apesar
de terem sido intensamente investigados, LHPs ainda carecem de um detalhamento
quanto ao seu desenvolvimento tecnológico bem como de procedimentos para
qualificação desse dispositivo para uso espacial.
Muitos trabalhos a respeito de LHPs têm sido publicados, em que a maioria
apresenta resultados de testes e discussões de um aspecto específico de operação do
dispositivo. Para uso espacial, devem ser consideradas algumas variáveis com relação a
esses dispositivos, nos quais estão envolvidos segurança, integração com todos os
outros dispositivos no satélite, projeto e otimização, etc.
Em vista dos aspectos importantes no desenvolvimento de LHPs para uso
espacial, aplicados ao controle térmico de satélites, os objetivos desse trabalho são:
¾ Desenvolver do LHP proposto: realização dos testes (em condições de
laboratório) para levantamento de dados experimentais, visando dar
bases para um programa de projeto e simulação com a devida validação;
¾ Analisar crítica dos resultados de desempenho do LHP, tanto para testes
em laboratório, quanto para testes voltados a qualificação e vida,
buscando a otimização do projeto;
¾ Elaborar de um modelo de simulação de perda de carga hidráulica, com o
objetivo de obter uma ferramenta de projeto para LHPs, buscando as
condições ótimas de operação de uma dada geometria do LHP, aliada às
condições de operação e fluido de trabalho. Esse programa de simulação
64
apresenta a interação térmica característica de LHPs, tendo seus
resultados validados com base nos resultados experimentais obtidos.
¾ Validar do modelo de simulação com base nos resultados experimentais
obtidos;
¾ Definir procedimentos de qualificação de LHPs, visando certificar o
ciclo tecnológico para futuras aplicações desses dispositivos em
aplicações espaciais;
¾ Qualificar de um LHP para uso espacial, seguindo procedimentos
estabelecidos, visando a certificação do ciclo tecnológico desses
dispositivos.
65
2. DESENVOLVIMENTO DO LHP
Atualmente um dos objetivos mais importantes das atividades espaciais é
desenvolver sistemas bifásicos de bombeamento capilar para dissipação de calor.
Problemas de dissipação térmica muitas vezes restringem certas aplicações,
inviabilizando projetos importantes. Existem muitos estudos disponíveis na literatura
relacionados a este assunto e muitas alternativas para resolver certas questões
decorrentes do próprio projeto, porém apresentam aplicações específicas para cada tipo
de problema. Dependendo de cada aplicação, os dispositivos de controle térmico como
tubos de calor e LHPs devem ser projetados e construídos para essa finalidade, o que
resulta em equipamentos de custo elevado e aplicações restritas.
No presente trabalho, o LHP investigado foi construído em aço inox, liga ASTM
316L, sendo que o conjunto evaporador capilar/câmara de compensação foi configurado
como uma única peça (integral). A estrutura porosa primária foi de polietileno de ultra-
alto peso molecular (UHMW) com ranhuras usinadas no seu diâmetro externo, o qual
foi responsável pela geração das forças capilares que movimentam o fluido. As micro-
ranhuras usinadas no interior do evaporador foram usadas para melhorar a capacidade
de transferência de calor do dispositivo, assim como artérias colocadas na estrutura
porosa secundária, as quais obtidas através de técnicas especiais de fabricação,
utilizando tela de aço inox ASTM 316L de malha n° 200, que foi responsável pela
comunicação entre a câmara de compensação e o centro do evaporador. A estrutura
porosa secundária também contribuiu para o colapso de quaisquer bolhas de vapor
resultantes de uma condensação ineficiente (KU, 1999), além de causar o efeito “tubo
de calor” entre o evaporador e a câmara de compensação, importante para a operação do
LHP.
As demais partes do LHP, como linhas de transporte de líquido e de vapor e
como o condensador, foram construídos com tubos de aço inox ASTM 316L, conforme
66
os parâmetros apresentados na Tabela 2.1. Um esquema da montagem do evaporador
capilar é apresentado nas Fig. 2.1a. Na Fig. 2.1b, apresenta a configuração do elemento
poroso com ranhuras axiais para o TCD-LHP2 e circunferenciais para o TCD-LHP3.
Com o objetivo de verificar certas características de projeto, dois LHPs foram
construídos, sendo que um apresentava ranhuras axiais na estrutura porosa primária
(TCD-LHP2) e outro apresentava ranhuras circunferenciais (TCD-LHP3), conforme
serão apresentados a seguir. Todas as características desses projetos são apresentadas na
Tabela 2.1. A Fig. 2.2 mostra a esquematização dos LHPs com a localização da
instrumentação, onde TC representa a posição de cada termopar.
(b) Ranhuras no elemento poroso primário (seção transversal)
(a) Esquematização da montagem do conjunto evaporador capilar/câmara de compensação
67
Figura 2.1. Representação dos componentes do evaporador capilar/câmara de compensação.
Tabela 2.1. Características geométricas dos componentes dos LHPs – TCD-
LHP2 e TCD-LHP3.
Evaporador Capilar
Linha do Líquido
Comprimento Total (mm) 85 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Comprimento Ativo (mm) 70 Comprimento (mm) 850
Diâmetro DE/DI(mm) 19/16,5 Material Aço inox
316L(ASTM)
Material Aço inox
316L(ASTM)
Elemento Poroso
Primário
Condensador
Raio do poro (µm)
4 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Permeabilidade (m
2
) 10
-13
Comprimento (mm) 1200
Porosidade (%) 50 Material Aço inox
316L(ASTM)
Diâmetro DE/DI (mm) 16,5/7,0
Elemento Poroso Secundário
Comprimento da estrutura
porosa primária (mm)
70 Comprimento da estrutura porosa
secundária (mm)
180
Número de Ranhuras
axiais
14 (TCD-LHP2) Diâmetro DE/DI (mm) 7/4
Número de Ranhuras
circunferenciais
23+1 axial (TCD-
LHP3)
Artérias 2
Material Polietileno
(UHMW)
Material Malha de Aço inox
316L #200
Câmara de Compensação
Linha do Vapor
Volume (cm
3
) 20 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Diâmetro DE/DI (mm) 19/16,5 Comprimento (mm) 550
Comprimento (mm) 95 Material Aço inox
316L(ASTM)
Material Aço inox
316L(ASTM)
Potência Nominal ( W )
80
Fluido de Trabalho
Acetona ultra- pura
Massa (g) 25
Placa do Radiador
Saddle
Lados (mm) 380x380 Lados (mm) 65x25
Espessura (mm) 4 Espessura (mm) 10
Material (liga 6063) Material (liga 6063)
(c) artérias no elemento poroso secundário
68
Figura 2.2. Esquematização utilizada pelos LHPs
Além da diferença entre as ranhuras axiais no TCD-LHP2 em relação às
ranhuras circunferenciais no TCD-LHP3, usinadas no elemento poroso primário, os
evaporadores apresentam diferenças com relação ao número de micro-ranhuras usinadas
nas suas superfícies internas. No caso do TCD-LHP2, a configuração das micro-
ranhuras possui uma densidade de 1.500 ranhuras por metro, enquanto que no TCD-
LHP3, essa densidade foi aprimorada para 2.800 ranhuras por metro.
O condensador estava em contato direto com uma placa de alumínio de liga
6063 com dimensões de 300 mm X 300 mm X 4 mm, a qual era a tampa de um trocador
de calor com canais internos. A mesma estava acoplada a um banho termostático de
temperatura controlada, circulando uma mistura de água e metanol para testes em baixas
temperaturas, com vazão de 9 l/min. A faixa da temperatura do banho utilizado foi de –
20 a +5 ºC, onde o objetivo foi verificar o desempenho do LHP em diferentes
69
temperaturas de condensação. Esse fator foi extremamente importante para o
estabelecimento da temperatura de operação do LHP, sendo que foram realizados testes
para esta faixa de temperatura. Uma representação da bancada de testes dos LHPs é
apresentada pela Fig. 2.3, a qual foi montada na Divisão de Engenharia Mecânica
Espacial e Controle do INPE .
Figura 2.3. Bancada de testes dos LHPs.
Cada circuito foi instrumentado com 20 termopares tipo T (precisão de ± 0,3 °C
em 100 °C) e por um transdutor de pressão absoluta (precisão de 0,01 bar) para controle
e monitoramento da pressão interna do LHP. Todos os instrumentos foram conectados a
um sistema de aquisição de dados Agilent (34920A), o qual foi utilizado para monitorar
os parâmetros de interesse do LHP durante sua operação através do programa
LabVIEW. Cada circuito podia ser operado independentemente, e a aquisição de dados
também podia ser feita da mesma forma, uma vez que cada conjunto de instrumentos foi
conectado à terminais independentes de aquisição. A aquisição dos dados foi feita em
uma freqüência de 0,5 Hz, sendo gravados numa planilha Excel para que pudessem ser
analisados após o término dos testes. O tempo de duração dos testes, que foi de 6 a 8
horas, foi decorrente da necessidade de se atingir o regime permanente em cada taxa de
calor aplicada ao evaporador, segundo o perfil especificado para um dado teste. Os
TCD-LHP2
TCD-LHP3
Sistema de
aquisição de dados
e fontes de CC
Banho
termostático
70
testes foram importantes para avaliar o desempenho dos LHPs, bem como avaliar a
geração de gases não-condensáveis ao longo do tempo.
O fluido de trabalho do LHP determina a escala de temperatura de operação,
bem como interfere diretamente na capacidade máxima de transporte de calor.
Geralmente, a seleção do fluido de trabalho mais apropriado baseia-se em algumas
informações referentes à utilização de fluidos em outros sistemas, os quais podem ser
encontrados na literatura (RIEHL; VLASSOV, 2003).
Além disto, a quantidade ou o inventário, de fluido de trabalho no
funcionamento do sistema também é crítico para o desempenho do LHP. Assumindo
que o LHP está na menor temperatura não operante, chamado também de caso frio, e as
linhas de transporte e do condensador estão cheios com o líquido, há líquido suficiente
para a entrada na estrutura porosa primária e secundária, o qual fornece a quantidade
mínima de fluido de trabalho para iniciar o LHP. No caso quente, a taxa máxima de
calor é aplicada no evaporador e a temperatura do condensador está em seu patamar
máximo (KU, 1999).
Seguindo essa sistemática, o inventário do fluido de trabalho deve satisfazer as
seguintes relações abaixo:
a)
Para o caso frio:
ccvccloopl
VVVM )1()(
β
ρ
β
ρ
−
++= (2.1)
em que
V
loop
é o volume do circuito todo excluindo a câmara de compensação,
cc
V é
o volume da câmara de compensação,
β é a fração de volume ocupado pelo líquido
na câmara de compensação,
l
ρ
é a densidade do líquido e
v
ρ
densidade do vapor.
b) Para o caso quente:
[
]
)()1(
cccvrvccesepliql
VVVVVVVVM
α
ρ
α
ρ
+
+
+
+
−
++
+
= (2.2)
71
em que
liq
V é o volume na linha do líquido e
α
é fração de vazio de volume da
câmara de compensação.
Depois dessa análise, se o mínimo valor do inventário do fluido de trabalho é
maior do que o valor máximo, então o tamanho físico dos componentes deve ser
reprojetado. Isto geralmente é possível pela ampliação do tamanho do reservatório (KU,
1999), o qual pode apresentar o volume equivalente ao somatório dos volumes das
ranhuras do vapor no evaporador capilar, da linha de vapor e do condensador, uma vez
que no modo quente, a câmara de compensação deve ser capaz de armazenar todo o
volume deslocado pelo vapor.
Por segurança, existe uma preocupação com relação ao uso da amônia como
fluido de trabalho de sistemas tipo LHP e CPL, por ser um fluido altamente tóxico com
relação ao seu manuseio, podendo causar sérios danos à saúde de quem a manipula,
além de apresentar altas pressões de vapor em condições ambiente e de operação. Esses
fatores devem ser avaliados apesar da amônia apresentar uma alta taxa de transferência
e transporte de calor quando comparada com outros fluidos de trabalho, como mostrado
na Fig. 2.4, em uma comparação direta com acetona.
Quando se avaliam os resultados experimentais de operação do TCD-LHP2 com
o TCD-LHP3, em comparação com a curva de carga apresentada pela Fig. 2.4, observa-
se que os resultados calculados são inferiores. Isso ocorre, pois esse cálculo foi feito
com base no modelo hidráulico para LHPs (item 4), onde a influência das micro-
ranhuras do evaporador, ranhuras circunferenciais no elemento poroso primário e
artérias no elemento poroso secundário não são consideradas. Por esses parâmetros
serem de difícil equacionamento, os cálculos são bastante conservativos nesse sentido,
daí a diferença nos limites de operação calculados em relação aos resultados
experimentais.
72
Apesar da acetona apresentar um comportamento inferior ao apresentado pela
amônia conforme pode ser observado na Fig. 2.4, esse fluido de trabalho contém outras
vantagens. Uma delas é a operação em condições de pressão abaixo da atmosférica,
além de ser menos nocivo que a amônia. Além disso, essa perda de desempenho térmico
quando se utilizando a acetona, pode ser compensada com uma melhoria no projeto do
conjunto evaporador capilar/câmara de compensação.
Figura 2.4. Curva de Carga Nominal dos LHPs.
Em vista dessa análise e pela necessidade de se utilizar um fluido alternativo, foi
utilizada a acetona de alta pureza (pureza mínima de 99,98 %), sendo que sua principal
característica está em apresentar pressão de saturação abaixo da atmosférica e
temperatura de congelamento de -93 °C, a qual é inferior a da amônia (-78°C)
(FAGHRI, 1995). Esse fator é interessante sob o ponto de vista de aplicação espacial,
pois utilizando esse fluido no controle térmico de satélites, por exemplo, o radiador
onde o condensador do LHP está acoplado não necessitaria ter seu projeto prevendo
condições de congelamento, tão comuns no caso do uso da amônia.
Para a faixa de temperatura em que o LHP com acetona deve operar, a sua
pressão correspondente é extremamente baixa em relação à amônia. Um exemplo claro
73
disso é em relação às condições ambientes em 20 °C, em que a acetona apresenta
pressão de saturação de 0,27 bar enquanto a amônia é de 8 bar. Como uma segunda
opção, na utilização de fluido de trabalho alternativo, podem ser usados também o
metanol ou etanol. Porém, vale ressaltar que o projeto do conjunto evaporador
capilar/câmara de compensação deve conter características que permitam obter o
desempenho térmico necessário, mesmo em se utilizando um fluido de trabalho menos
eficiente.
Em vista do baixo desempenho térmico esperado quando se utiliza a acetona, o
projeto do conjunto evaporador capilar/câmara de compensação teve de ser aprimorado
e otimizado, visando obter o melhor desempenho possível. Os efeitos da melhoria no
desempenho dos LHPs pode ser verificado ao longo desse trabalho.
2.1 Descrição de operação do LHP
Os testes dos LHPs foram realizados no Laboratório de Térmica, da Divisão de
Engenharia Mecânica (DEM) do INPE, os dispositivos foram projetados para atuarem até
uma taxa máxima de transferência de calor de 150 W. Porém, testes operacionais em
condições de laboratório foram realizados com os LHPs operando numa potência máxima
de 80 W. Buscou-se, com isso, a operação desses dispositivos numa temperatura máxima
de 85 °C, sendo que o controle térmico com dissipação de taxas de calor de até 150 W
poderia ser realizado se substituísse o fluido de trabalho para a amônia ou, de forma
conservativa, alterando-se o projeto do evaporador capilar. De fato, alguns testes
demonstraram que essa potência poderia ser atingida em se utilizando o TCD-LHP3. Um
exemplo claro dessa abordagem no uso da acetona como fluido de trabalho pode ser
observado na Fig. 2.5, onde resultados referentes a testes em escala de potência com os
LHPs mostram que com o TCD-LHP2 (a) apresenta temperaturas mais altas de operação
quando comparadas com o TCD-LHP3 (b):
74
(a) TCD-LHP2
(b) TCD-LHP3
Figura 2.5. Comparação entre operações do (a) TCD-LHP2 e (b) TCD-LHP3.
75
Devido às limitações de operação apresentadas, o TCD-LHP2 operava em níveis
de potência mais baixos. Conforme mostrado pela Fig. 2.5, o TCD-LHP3 que
apresentava ranhuras circunferenciais no elemento poroso primário, as quais eram
responsáveis pela melhoria no seu desempenho.
A otimização no projeto do LHP foi realizado comparando-se o
comportamento do sistema em relação à temperatura de operação para uma dada taxa de
calor, tempo necessário para atingir o regime permanente, fluido de trabalho utilizado e
material utilizado como elemento poroso primário. Assim, os testes realizados em
laboratório foram confrontados com outros testes realizados por longos períodos de
tempo. Nesse caso, verificou-se a operacionabilidade do LHP face às ciclagens de
potência introduzida no evaporador capilar e alterações na temperatura de condensação,
visando avaliar suas características de operação. Da mesma forma, o objetivo foi
melhorar e estabelecer os critérios de seleção e fatores que influenciam no projeto de
um LHP para uso espacial.
Cada LHP foi testado para uma faixa de potência introduzida no evaporador
capilar, mantendo-se uma temperatura de condensação fixa. O dispositivo deveria ser
capaz de suportar as alterações na taxa de calor introduzida no evaporador capilar e
atingir o regime permanente em um curto espaço de tempo. Sendo assim, as
características de comportamento do LHP podiam ser verificadas ao longo do tempo em
que os testes eram executados. Após a conclusão de toda a seqüência de testes com base
nos perfis apresentados pela Tabela 3.1 para cada temperatura de condensação, o LHP
permanecia em estado inoperante entre 4 a 6 semanas sendo então novamente ligado,
com o objetivo de avaliar a influência da geração de GNCs (gases não condensáveis).
76
77
3. APRESENTAÇÃO DOS RESULTADOS EXPERIMENTAIS
Num primeiro momento, os estudos foram dedicados ao ganho e conhecimentos
necessários para a análise de resultados de LHPs, os quais também foram importantes
para o projeto e a especificação desses componentes em aplicações espaciais. No
entanto, testes constantes de laboratório também foram utilizados para definir os
procedimentos de fabricação, montagem e certificação de LHPs para uso espacial.
Testes de vida útil também foram realizados voltados para a determinação da vida útil
de LHPs, no caso de serem utilizados em satélites de telecomunicações. Todos os
procedimentos foram então avaliados com base na qualificação da tecnologia de LHPs,
conforme apresentado no Capítulo 6.
Para este trabalho, dois LHPs foram construídos e avaliados para simular o
controle térmico de uma fonte quente de até 85 °C, operando um ciclo de potência de no
máximo 80 W. Os LHPs diferem um do outro na característica geométrica da estrutura
porosa , pois este componente é muito importante na operação dos dispositivos.
O inventário de líquido que circulou em ambos os LHPs foi de 25 gramas de
acetona de ultra-pureza, mantendo a câmara de compensação com 50 % de fração de
vazio no modo frio (KU, 1999).
Considerando que os LHPs são idênticos em todos os aspectos, com exceção do
projeto dos seus respectivos evaporadores, conforme apresentado pela Tabela 2.1, a
comparação dos resultados entre o TCD-LHP2 e o TCD-LPH3 torna-se necessária.
Todos os testes experimentais foram realizados com base nos perfis de potência
apresentados pela Tabela 3.1, sendo que o tempo de cada teste foi em torno de 8 a 10
horas. Sendo assim, essa importante variável de projeto pode determinar uma melhor ou
pior condição de operação com relação às temperaturas verificadas no LHP.
78
Todos os testes foram executados sem procedimentos de pré-condicionamento
na partida (comum em CPLs, por exemplo), nas condições de laboratório, na orientação
horizontal, com a temperatura da sala controlada entre 18 e 20 °C e num ciclo de
potência com testes de perfis conforme apresentados na Tabela 3.1.
Tabela 3.1. Ciclos de potência aplicados nos LHPs
Perfis Ciclo de Potência (W) Potência de Partida (W)
1 20-2-30-2-40-60 20
2 40-10-60-5-20-80 40
3 2-10-2-30-50-2 2
4 60-5-80-2-40-10 60
5 2-5-1-2-1-5 2
6 50-5-70-1-60-10 50
7 30-1-50-1-40-5 30
8 5-60-10-80-1-40 5
A seqüência de testes dos perfis foi feita para cada LHP. Os testes foram
realizados no período de 24 meses, seguindo a sistemática de 2 meses em operação e 1
mês inoperante para uma mesma carga de fluido. Assim buscou-se identificar a geração
dos GNCs no interior dos LHPs, já que a existência desses gases diminui a eficiência do
desempenho do LHP (KU, 1999).
Os testes dos perfis foram selecionados de acordo com o potencial da
modalidade de operação dos LHPs. A seleção dos ciclos de potência teve como
objetivo avaliar a temperatura de operação do sistema, verificar a compatibilidade do
material utilizado, fluido de trabalho e o desempenho do dispositivo.
Uma seqüência de testes foi importante para determinar a capacidade de
operação de LHPs, no caso foi avaliado com atenção o perfil 5, o qual envolveu taxas de
calor muito reduzidas, na ordem de 1 a 5 W para uma análise de operação do
79
dispositivo ao longo do tempo, obtendo assim um melhor desempenho do potencial no
uso da acetona como fluido de trabalho. Estes testes foram importantes para avaliar o
comportamento do LHP no modo chamado de “dormência”. Quando o LHP está
executando o controle térmico de componentes eletrônicos, por exemplo, os mesmos
podem não apresentar operação contínua, desligando-se após alguns instantes. Neste
caso, o LHP também seria desligado fazendo com que fosse necessário um novo
período de partida para que o LHP atingisse o ponto de operação novamente, quando os
componentes eletrônicos fossem re-ligados. Para esta situação, o LHP pode operar num
estado de dormência, sendo que uma pequena taxa de calor seja introduzida, visando
apenas à continuidade de operação do evaporador capilar, sem que o dispositivo passe
por novo procedimento de partida.
3.1 Resultados dos testes do TCD-LHP2
Testes com o TCD-LHP2 mostraram boas características no controle térmico,
mas as temperaturas de operação foram mais altas do que as que foram verificadas no
TCD-LHP3. Este aumento na temperatura do evaporador está diretamente relacionado
com o aumento da temperatura na câmara de compensação, o que é basicamente devido
à transferência de calor parasita e da maior resistência térmica nesse projeto específico.
Sendo assim, as temperaturas mais altas são verificadas para todas as cargas de taxa de
calor aplicadas ao evaporador, porém pode-se verificar também que o TCD-LHP2
apresentava uma operação confiável, como mostram as Figs. 3.1 e 3.2.
80
Figura 3.1. Ciclo de potência TCD-LHP2 para perfil 7 – banho em -5 °C.
Figura 3.2. Ciclo de potência TCD-LHP2 para perfil 2 – banho em -20 °C.
81
Testes com o TCD-LHP2 mostraram confiabilidade em sua operação, com
períodos de transiente curtos, porém com temperaturas de operação mais elevadas.
Como pode ser observada, a temperatura do evaporador na máxima potência de 80 W
foi em torno de 100 °C. No entanto, o LHP apresentou um comportamento térmico
adequado mesmo operando próximo ao limite do elemento poroso de polietileno, que é
de 120 °C. O dispositivo mostrou rápida resposta às alterações na taxa de calor
introduzida no evaporador capilar. O TCD-LHP2 mostrou também confiabilidade em
sua operação para as finalidades que foram estabelecidas, especialmente quando
avaliado na modalidade de “dormência”, como mostra a Fig. 3.3. No entanto, o
desempenho na operação do TCD-LHP2 mostrou confiabilidade mesmo quando baixas
potências foram aplicadas ao evaporador, os que indicaram uma boa flexibilidade e
robustez no projeto do dispositivo como um todo.
Figura 3.3. Operação-perfil 5-modo de dormência TCD-LHP2 - banho em 5°C.
82
3.2 Resultados do TCD-LHP3
Como foi observada a necessidade de aprimorar o projeto do evaporador com o
objetivo de diminuir a sua temperatura durante a operação, foi concebido o TCD-LHP3,
o qual apresenta ranhuras circunferenciais usinadas no elemento poroso primário. Sendo
assim, busca-se diminuir a temperatura do evaporador através do aumento da área de
contato entre o elemento poroso e a superfície interna do evaporador, que resultou em
20%. A opção pelo aprimoramento do projeto do conjunto evaporador capilar/câmara de
compensação foi feita, pois não havia a possibilidade de se utilizar a amônia como
fluido de trabalho devido aos fatores de segurança. Outros fatores de melhoria também
foram adicionados ao projeto como as artérias na estrutura porosa secundária e um
número maior de micro-ranhuras no diâmetro interno do evaporador capilar.
Essa modificação no projeto do evaporador pode ser observada através dos
resultados experimentais. Nos níveis de potência baixa, o TCD-LHP3 apresentou
contínua operação e transporte de calor constante de 1 W quando o LHP tem operado na
modalidade dormência (perfil 5), como mostrado na Fig. 3.4. Com temperaturas mais
baixas na fonte de calor, o TCD-LHP3 pôde operar com maior confiabilidade, pois
poderia alcançar taxas de calor mais elevadas do que ele foi projetado (RIEHL;
SANTOS, 2006). É possível verificar que o projeto do LHP apresenta-se robusto e
eficaz quando operando em baixas potências, uma vez que as vazões são bastante
reduzidas e poderiam resultar na falha do dispositivo.
83
Figura 3.4. Operação perfil 5-modo de dormência TCD-LHP3 - banho em 5°C.
Todo o ciclo de potência aplicado no dispositivo à temperatura do condensador
foi corretamente controlado. Durante os testes, pode ser verificada uma substancial
diminuição na temperatura do evaporador principalmente em altas potências quando
comparado com os resultados obtidos com o TCD-LHP2. Durante todo os testes, o
TCD-LHP3 apresentou-se com uma confiável operação em sua partida.
O TCD-LHP3 passou por todos os testes do programa com resultados aceitáveis,
não apresentando qualquer indicação de influência dos GNCs na sua operação. Essa
verificação pode ser comprovada através de análises feitas pelo Laboratório de
Contaminação do Laboratório de Integração de Testes (LIT) do INPE. Para estas
análises, as amostras de acetona foram testadas por espectroscopia de infravermelho
para a verificação da presença de contaminantes (relatórios LIT.1438/05 e
LIT.1520/07). Em nenhum dos casos foi verificada a presença de contaminantes
geradores de gases não condensáveis em comparação com uma amostra de acetona pura
sem utilização anterior.
84
A Fig. 3.5 apresenta o comportamento da temperatura do evaporador (fonte
quente) em relação à potência aplicada. Pode-se verificar que as temperaturas,
principalmente para elevadas taxas de calor introduzidas no evaporador, não
apresentaram valores tão elevados e estavam bem abaixo do que foi verificado quando
testando o TCD-LHP2. A temperatura foi medida em quatro pontos diferentes ao longo
do evaporador, as quais mostraram resultados muito próximos. Portanto, houve uma
uniformidade na distribuição da temperatura ao longo do evaporador, sendo essa uma
importante característica observada, pois acredita-se ser devido a maior eficiência no
desempenho do dispositivo promovido pelas ranhuras circunferenciais, tanto no
elemento poroso primário quanto no corpo do evaporador capilar. Isso representa um
ganho na capacidade de controle da temperatura realizado pelo TCD-LHP3,
principalmente no que diz respeito ao projeto do seu evaporador capilar.
Figura 3.5. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 7 - banho em -5 °C.
A Fig.3.6 apresenta o comportamento da temperatura do evaporador (fonte
quente) em relação às taxas de calor introduzidas. Pode-se observar que as temperaturas
do evaporador foram mais elevadas com o TCD-LHP2 em relação à Fig. 3.2, quando
85
comparada com o TCD-LHP3, mesmo considerando que os conjuntos evaporador
capilar/câmara de compensação nesses dispositivos apresentam as mesmas
configurações, apenas diferindo na estrutura porosa primária.
Figura 3.6. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 2 - banho em -20 °C.
Como a estrutura porosa primária apresentou ranhuras circunferenciais e o
interior do evaporador com micro-ranhuras também circunferenciais, logo uma pequena
parcela de líquido ficou preso no interior das micro-ranhuras quando o evaporador
iniciou sua operação. Além disso, o aumento do número de micro-ranhuras promoveu
uma melhoria na transferência de calor entre a superfície interna do evaporador e a
estrutura porosa primária, uma vez que o líquido aprisionado no interior da micro-
ranhuras causava uma diminuição na resistência térmica. Esse efeito contribuiu para a
redução da temperatura do evaporador.
Portanto, esse efeito parece representar um importante parâmetro que contribui
para reduzir a resistência térmica durante a operação do evaporador capilar. Na Fig. 3.7
86
são mostradas as resistências térmicas entre o evaporador e a câmara de compensação,
as quais foram calculadas pela seguinte Eq. 3.1:
QTccTevapRT /)( −=
(3.1)
Figura 3.7. Resistências térmicas do LHP2 e LHP3.
De acordo com a análise de incerteza apresentada no Anexo B pela equação B.1,
referente a equação 3.1 a incerteza relativa calculada foi de ± 8%.
Neste gráfico pode ser observada a eficiência da estrutura porosa primária com
as resistências térmicas do LHP3 apresentando-se bem mais baixas que do LHP2. Essas
estão diretamente relacionadas com a diminuição do calor parasita, pois contribui
diretamente na manutenção das temperaturas do evaporador e da temperatura de
operação do dispositivo. Um outro efeito importante apresentado foi o fato da estrutura
porosa secundária utilizar artérias em sua operação, o que mostrou ser eficiente para a
melhor comunicação entre a câmara de compensação e o interior do evaporador.
87
Dessa forma, comprova-se que as ranhuras circunferenciais promoveram uma
redução substancial na temperatura do evaporador, como mostra a Fig. 3.8, sendo isso
um fator bastante benéfico à operação do LHP como um todo.
Figura 3.8. Temperatura do evaporador do LHP2 e LHP3.
Através desse gráfico pode ser observado que a temperatura do evaporador do
LHP3 é bem mais baixa que no LHP2, o que torna possível operar este dispositivo com
taxas de calor mais altas, porém mantendo temperatura adequada de operação e a do
evaporador, o que não ocorreria com a geometria de ranhuras axiais. Essa característica
tem uma importância especial devido ao uso de um fluido de trabalho alternativo, que
neste caso trata-se da acetona, mostrando que uma melhoria nas características
geométricas do evaporador pôde resultar num melhor desempenho térmico sem a
necessidade do uso de um fluido de trabalho mais eficiente como a amônia. Além do
fato que o custo para a fabricação da estrutura porosa primária com ranhuras
circunferenciais ser praticamente a mesma com ranhura axial. Da mesma forma, as
ranhuras circunferenciais parecem operar como micro tubos de calor, transportando
calor da parte mais quente para a parte mais fria do evaporador. Esse efeito contribui
88
para a diminuição da temperatura ao longo do evaporador capilar, bem como resultando
na diminuição da resistência térmica entre o evaporador e a câmara de compensação
(VLASSOV; RIEHL, 2005).
Na Fig. 3.9 também pode ser observado esse efeito através do coeficiente de
calor do evaporador, o qual é calculado pela Lei de Resfriamento de Newton:
evapse
ATTQh ×−= )/( (3.2)
A
89
B
Figura 3.9. Coeficiente de transferência de calor no evaporador do (A) LHP2 e (B) LHP3.
Na Fig. 3.9 pode-se observar uma melhoria significativa no desempenho
térmico, pois comparando os coeficientes de calor dos dois dispositivos, o LHP3
apresentou um comportamento térmico 60% melhor que o LHP2. Além disso, de acordo
com a análise de incertezas apresentadas no Anexo B pela equação B.2, referente a
equação 3.2 a incerteza relativa calculada foi de ± 6%.
Aqui pôde-se observar que houve uma diminuição de transferência do calor
parasita, devido a esses efeitos no novo projeto, o que mostra que esse conjunto de
fatores resultou numa melhora significativa do desempenho térmico do LHP. Uma vez
que o TCD-LHP3 apresentou coeficientes de transferência de calor mais elevados
quando comparados com os resultados do TCD-LHP2, a melhoria no projeto do
evaporador capilar representa um ganho muito importante para o desenvolvimento de
LHPs. Isso é significativo sob o ponto de vista que a utilização de um fluido de trabalho
menos eficiente, como é o caso da acetona, pode apresentar desempenho térmico
altamente satisfatório. Sendo assim, a otimização do projeto de conjuntos evaporador
90
capilares / câmara de compensação representa uma tarefa aconselhável, uma vez que
essa atitude pode representar ganhos mais significativos sob o ponto de vista
tecnológico do que a simples substituição por um fluido de trabalho mais eficiente.
Os testes no laboratório mostraram confiabilidade durante a operação dos ciclos
de potência em que as fontes de calor foram controladas e a potencialidade no uso da
acetona como fluido de trabalho, em ambos os dispositivos, foi demonstrada. A
melhoria no projeto do evaporador capilar, principalmente quanto à configuração
geométrica das ranhuras no elemento poroso primário, resultou num ganho bastante
importante para o LHP como um todo. Temperaturas mais baixas de operação,
principalmente a altas taxas de calor, puderam ser atingidas, fazendo com que o LHP
operasse abaixo do limite estabelecido para o projeto e para o polietileno.
3.3 Resultados comparativos de testes de vida e detecção de gases
não condensáveis
Contínuos testes em laboratório foram feitos no período de desenvolvimento do
projeto de pesquisa em questão, visando avaliar a influência dos GNCs durante a
operação do LHP ao longo do tempo. É importante salientar que foram 3 anos de testes
contínuos. Aqui, para melhor exemplificar o desempenho do dispositivo LHP3 serão
apresentados gráficos os quais mais uma vez mostram o desenvolvimento do dispositivo
e a verificação da influência dos GNCs durante a operação ao longo do tempo. Os
gráficos abaixo foram escolhidos aleatoriamente, porém com o maior intervalo possível
nas datas de execução para que os dados fossem avaliados da melhor forma quanto ao
seu desempenho do início ao fim dos testes no laboratório. A Fig. 3.10 mostra o ciclo de
potência para o banho a 10 °C.
91
A
B
Figura 3.10. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 1 - banho a 10 °C nas datas: (A) 06-05 e
(B) 05-07.
92
Os gráficos acima mostraram resultados confiáveis devido ao bom desempenho
durante os testes no laboratório, além disso, as variações das temperaturas foram
mínimas como pode ser observado, levando em conta também o grande intervalo de
tempo na obtenção dos dados experimentais.
A Fig 3.11 abaixo mostra o ciclo de potência para do perfil 6 para o banho a
0°C.
A
93
B
Figura 3.11. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 6 - banho a 0 °C nas datas: (A) 08-05 e
(B) 09-07.
Na Fig. 3.11 da mesma forma que os outros testes foram feitas verificações
constantes, quanto a observação em sua operação e a variação das temperaturas em
questão. Nestes gráficos é importante observar que mesmo em altas cargas de potência
as variações das temperaturas foram mínimas, apesar de um teste ter sido feito no ano
de 2005 e outro em 2007. É importante comentar também que os testes contínuos foram
utilizados para certificar os procedimentos de fabricação, montagem e análise da
acetona utilizada nos LHPs.
Além da observação do uso da acetona através dos testes aqui apresentados e as
avaliações acima citadas, todas essas análises em conjunto serviram para a verificação
da geração de gases não condensáveis, os quais são nocivos a operacionalidade do
dispositivo.
Na Fig. 3.12 abaixo é mostrado um ciclo de potência com o perfil 2 para o banho
a – 10 °C.
94
A
B
Figura 3.12. Ciclo de potência TCD-LHP3 para o perfil 2 - banho a -10 °C nas datas: (A) 07-05
e (B) 09-07.
95
Mais uma vez, seguindo as análises dos testes de desempenho em condições de
laboratório na avaliação da geração dos gases não condensáveis, os gráficos
apresentados mostraram resultados confiáveis do desenvolvimento do dispositivo.
Durante todos os testes feitos durante 10 mil horas de dados experimentais,
assim como as análises feitas visando o melhor funcionamento do dispositivo, foi
possível concluir através dos dados obtidos, como mostra a Fig 3.13, que a geração
mínima de gases está dentro da normalidade com a mínima variação das temperaturas, o
que pôde ser verificado a partir dos testes de análise com infravermelho ao longo do
tempo em que os LHPs estavam operando.
Figura 3.13. Ciclo de potência TCD-LHP3.
Analisando o gráfico acima podemos observar os dados experimentais obtidos
de setembro de 2005 até o ano de 2007, o que mostra uma contínua execução dos testes
e que principalmente em altas cargas de potência as variações das temperaturas foram
mínimas.
96
Com todo o cuidado nas análises desde a construção do dispositivo até sua
operação, pudemos obter bons resultados dos testes experimentais, assim como a
confiabilidade no que diz respeito ao uso da acetona como fluido de trabalho.
Da mesma forma, uma contínua execução dos testes deram base para a avaliação
da vida útil de LHPs destinados à aplicação espacial.
97
4. MODELO COMPUTACIONAL
Seguindo as atividades de desenvolvimento do LHP, um programa
computacional foi desenvolvido com o objetivo de obter uma ferramenta de projeto para
LHPs. O programa utilizou um modelo de perda de carga hidráulica, com certas
condições de operação em função da temperatura e taxa de calor introduzido ao
evaporador, o qual buscou as condições ótimas de operação de uma dada geometria de
LHP, aliada às condições de operação e fluido de trabalho.
Porém, como a intenção da utilização do programa foi de buscar condições
ótimas de operação de uma dada geometria de LHP, dessa forma o programa utilizou
um modelo de perda de carga hidráulica operando simultaneamente com o modelo
térmico, sendo que ambos trabalhassem de forma interativa aliada às condições de
operação do LHP e fluido de trabalho.
Por isso, os resultados obtidos nos testes experimentais foram utilizados para
melhor estabelecer as variáveis de projeto do sistema, buscando sempre o ponto ótimo
de operação do LHP para uma dada faixa de aplicação.
4.1 Modelo hidráulico
4.1.1 Pressão capilar
Para conhecer a operação do LHP, tornou-se necessário investigar as resistências
hidráulicas que são atuantes. Portanto, no funcionamento do circuito, a estrutura porosa
deve desenvolver uma pressão capilar para superar a perda de carga total do sistema. A
vantagem do circuito capilar é que o menisco na estrutura porosa do evaporador irá
automaticamente ajustar o seu raio de curvatura, de tal forma que a pressão capilar
resultante seja igual à perda de carga total do sistema (KU, 1999).
O modelo apresentado aqui segue as seguintes hipóteses:
98
a)
regime permanente de operação;
b)
o fluido é incompressível e opera em estado puro;
c)
as propriedades termofísicas são constantes para uma dada temperatura de
saturação; (Ver Anexo A)
d)
a taxa de calor introduzida no evaporador é uniforme e não sofre variação; e
e)
as estruturas porosas apresentam raio médio de poro com distribuição
homogênea ao longo de seu comprimento ativo.
A perda de carga total do sistema, para um escoamento em regime permanente é
a soma da perda de carga de cada componente, como apresenta a equação (FAGHRI,
1995):
rcondensadovaporlíquidoepevaptotal
PPPPPP
∆
+
∆
+
∆+∆+∆=∆ (4.1)
O limite capilar depende do projeto e das características geométricas da estrutura
porosa, podendo ser expressa pela equação de Young-Laplace:
R
P
cap
θ
σ
cos2
max,
=∆ (4.2)
O que ocorre é que com o aumento da taxa de calor no evaporador, aumenta a
vazão do fluido e a perda de carga total do sistema, com isso, o raio de curvatura do
menisco decresce para fornecer uma pressão capilar mais elevada que combine com a
perda de carga do sistema. O raio de curvatura continuará a diminuir com o aumento da
taxa de calor até tornar-se igual ao raio do poro da estrutura porosa. Assim, a estrutura
porosa alcançará o máximo da potencialidade do bombeamento capilar. A equação
(4.2), no caso
r
R
=
, pode ser simplificada e sob essas condições torna-se:
r
P
cap
θ
σ
cos2
max,
=∆
(4.3)
99
No funcionamento do circuito, com o aumento da taxa de calor, a condição
abaixo deve ser satisfeita, onde (FAGHRI, 1995):
captotal
PP ∆≤∆ (4.4)
Logo, em regime permanente, a pressão capilar gerada no evaporador deve
necessariamente ser balanceada com a perda de carga total.
4.1.2 Determinação da perda de carga nos componentes do LHP
4.1.2.1 Perda de carga no evaporador
A pressão no evaporador inclui três partes, a perda de carga devido ao
escoamento do líquido e a perda de carga devido ao escoamento do vapor nas ranhuras
do elemento poroso, além da perda de carga pelo escoamento do líquido através do
elemento poroso primário.
a) Perda de carga no evaporador devido ao escoamento do líquido
Devido à baixa velocidade do líquido, a perda de carga devido ao escoamento do
líquido no núcleo do evaporador pode ser desprezada. Somente a pressão devido ao
atrito com a estrutura porosa foi considerada sendo então utilizada a relação dada pela
Lei de Darcy (FAGHRI, 1995):
l
evapl
u
Kdz
dP
µ
=
,
(4.5)
A velocidade do escoamento
u é calculada pela equação da continuidade:
A
m
u
ρ
.
= (4.6)
100
e a vazão mássica é dada por:
lv
h
Q
m
.
.
= (4.7)
Em que pela conservação da massa:
vl
mm
..
=
(4.8)
Sabendo que a vazão mássica também pode ser expressa como (CAREY,1992):
uAm
ρ
=
.
(4.9)
Logo, substituindo a Eq. (4.9) em (4.8), tem –se:
vvvlll
AuAu
ρ
ρ
= (4.10)
Em que a velocidade do escoamento pode ser expressa:
A
m
u
ρ
.
= (4.11)
Seguindo a relação acima, a velocidade do líquido na estrutura porosa pode ser
expressa apenas utilizando as propriedades do mesmo.
Substituindo a Eq. (4.11) em (4.5), tem-se:
evaplevap
evapl
rKL
m
dz
dP
ρπ
µ
2
.
,
= (4.12)
A perda de carga do líquido na estrutura porosa primária foi obtida integrando a
equação acima, onde:
i
e
levap
evapl
re
ri
evapl
r
r
KL
m
dz
dz
dP
P
ln
2
.
,
,
ρπ
µ
=−=∆
∫
(4.13)
101
b) Perda de carga no evaporador devido ao escoamento do vapor
Onde o diâmetro hidráulico no canal do vapor foi descrito como (REAY; KEW,
2006):
Pe
A
D
evap
h
×
=
4
(4.14)
em que
Pe é o perímetro molhado no canal do vapor.
O número de Reynolds no escoamento do vapor foi definido como (REAY;
KEW, 2006):
v
vhv
evapv
Du
µ
ρ
=
,
Re (4.15)
A perda de carga devido ao escoamento do vapor no evaporador pode ser
definida como (REAY; KEW, 2006):
2
2
,
v
h
v
evapv
u
D
f
dz
dP
−=
(4.16)
O parâmetro adimensional,
f, é chamado de fator de atrito de Darcy.
Assumindo escoamento laminar, pode-se aplicar a lei de Poiseuille:
Re
64
=f
2300Re < (4.17)
Para escoamento turbulento, a solução proposta por H. Blasius deve ser aplicada
(CAREY,1992):
102
25,0
Re316,0
−
=f 20000Re2300
≤
≤ (4.18)
2,0
Re184,0
−
=f 20000Re > (4.19)
A perda de carga devido ao escoamento do vapor no evaporador é expressa
dependendo das condições do escoamento, em que (REAY; KEW, 2006):
a.
Para escoamento laminar:
22
.
2
2
.
,
16
evapvchevapvc
evapv
evapv
An
m
DAn
Lm
P
ρρ
µ
+=∆ (4.20)
b.
Para escoamento turbulento:
=
∆
evapv
P
,
22
2
.
75,125,175,175,1
75,275,2
75,1
.
25,0
2
.
)(0575.016
evapvcevaphevapvc
revapv
hevapvc
evapv
An
m
LDAn
LLm
DAn
Lm
ρρ
µ
ρ
µ
−
+
(4.21)
4.1.2.2 Perda de carga nas linhas de transporte
Num dispositivo LHP sabemos que assim como o evaporador e o condensador,
as linhas de transporte também são importantes componentes para que todo o circuito
funcione adequadamente. Porém com uma grande diferença de comportamento entre
elas, pois a perda de carga na linha do vapor tem uma magnitude mais alta que a perda
de carga na linha do líquido, devido a velocidade do vapor ser mais alta que a
velocidade do líquido, causando assim maior pressão devido ao atrito nas paredes do
tubo (RIEHL, 2000).
a) Perda de carga na linha do líquido
Analisando a linha do líquido a perda de carga devido ao atrito pode então ser
expressa como (CAREY, 1992):
103
2
(Re)
2
ll
l
l
ll
u
D
L
fP
ρ
=∆ (4.22)
Novamente o fator de atrito depende do número de Reynolds, então a perda de
carga devido ao atrito é definida como sendo (CAREY, 1992):
ll
ll
l
D
Lm
P
ρπ
µ
4
.
128
=∆ para escoamento laminar (4.23)
75,4
75,1
.
25,0
241,0
ll
ll
l
D
mL
P
ρ
µ
=∆
para escoamento turbulento (4.24)
b) Perda de carga na linha do vapor
As equações de velocidade média e o número de Reynolds são similares às
usadas na pressão na linha do líquido. Por isso, para determinar a perda de carga na
linha de vapor, deve-se utilizar as relações acima citadas, apenas usando as propriedades
para o vapor.
4.1.2.3 Perda de carga no condensador
A análise da perda de carga do vapor no condensador é similar a perda de carga
na linha do vapor. Sendo assim, o condensador deve ser dimensionado quando este
estiver operando em sua capacidade máxima, ou seja, com a potência total do
evaporador e todo o comprimento do condensador sendo ocupado pelo vapor. Nesse
caso, estabelece-se que o condensador estará sendo submetido ao escoamento somente
de vapor (monofásico) no interior de seus tubos, onde as relações para perda de carga
utilizadas na linha de vapor devem ser aplicadas.
104
4.1.3 Apresentação dos resultados
A necessidade de desenvolver um modelo teve como objetivo correlacioná-lo
com os testes experimentais feitos no laboratório visando aprimorar o projeto, bem
como servir de ferramenta para outras configurações para uma dada aplicação.
Neste capítulo é apresentado o resultado do programa computacional que foi
desenvolvido e utilizando o modelo de perda de carga hidráulica descrita acima. Todos
os resultados foram obtidos com base nas características geométricas dos LHP
apresentadas pela Tabela 2.1.
4.1.3.1 Evaporador
As características geométricas utilizadas no modelo para obterem-se os
resultados foram as apresentadas na tabela 2.1. Além de que o modelo foi projetado para
atuar até uma faixa de transferência de calor de 140 W, neste caso usando a acetona
como fluido de trabalho, em que a temperatura está variando de 0°C a 120 °C. Buscou-
se com isso a operação desse dispositivo a uma potência máxima de 80 W. Para o
evaporador a Fig. 4.1 mostra as perdas de carga em que estão incluídas duas partes, a
perda de carga devido ao escoamento do líquido (PLE) e a perda de carga devido ao
escoamento do vapor (PVE). Os gráficos foram gerados utilizando acetona como fluido
de trabalho, sob a condição de uma potência de 80 W, em que foram utilizadas as
equações e as correlações apresentadas neste capítulo, além de serem utilizadas as
características geométricas do LHP3 mostradas na tabela 2.1.
105
Figura 4.1. Perdas hidráulicas no evaporador.
Neste gráfico foram avaliadas as perdas de carga no evaporador, pois conforme a
temperatura aumenta, a perda de carga do vapor deveria aumentar por efeito da
aceleração e não somente do atrito, como foi apresentada aqui. Sendo assim, com
velocidades maiores do vapor com o aumento da temperatura, a componente da perda
de carga por atrito passa a ser dominante. No entanto, a perda de carga devido ao
escoamento do líquido no elemento poroso aumenta em função da velocidade, o que
pode ser um fator determinante em altas taxas de calor introduzidas no evaporador.
4.1.3.2 Linhas de transporte
É importante saber que assim como as características geométricas do evaporador
e da estrutura porosa primária dependem da taxa de calor máxima, o evaporador deve
ser capaz de vencer o total das perdas de carga, na sua capacidade máxima
(MAYDANIK, 2005). O comprimento e o tamanho das linhas de transporte influenciam
106
a perda de carga do sistema, por isso dependem da distância entre as fontes de calor de
alta e baixa temperatura.
Logo, seguindo os critérios descritos acima nos item 4.1.2.2, a Fig. 4.2 apresenta
a perda de carga na linha do líquido e a Fig. 4.3 apresenta a perda de carga na linha de
vapor:
Figura 4.2. Perdas hidráulicas na linha do líquido.
107
Figura 4.3. Perdas hidráulicas na linha do vapor.
No gráfico acima pudemos observar que as perdas hidráulicas na linha do vapor
foram bem mais significantes do que na linha do líquido, isso ocorreu devido a
velocidade do vapor ser mais alta que a velocidade do líquido. Entretanto, a velocidade
do vapor sendo mais alta, logo o número de Reynolds também irá aumentar, sendo um
fator importante na análise de perdas hidráulicas no dispositivo. Além de que o aumento
da velocidade efetivamente causa maior pressão devido ao atrito nas paredes do tubo.
4.1.3.3 Condensador
Na obtenção dos resultados para este trabalho, foi inicialmente considerado que
o condensador está sendo submetido ao escoamento somente de vapor no interior de
seus tubos (operando totalmente aberto), em que foram aplicados os mesmos critérios
para a linha do vapor. Nesse modo de funcionamento, o condensador apresenta-se na
sua capacidade máxima de operação sendo essa a condição crítica sob o ponto de vista
da perda de carga hidráulica.
108
A Fig. 4.4 apresenta o resultado obtido para o condensador, o que mostra o
comportamento parecido com a linha do vapor.
Figura 4.4. Perdas hidráulicas no condensador.
As perdas hidráulicas no condensador mostraram-se com maior magnitude que
na linha do líquido, isso ocorreu pelo mesmo fato que na linha do vapor. No
condensador foi feita uma análise mais cuidadosa, pois ele foi dimensionado para operar
com sua capacidade máxima, ou seja, todo o seu comprimento sendo utilizado pelo
vapor. Logo, os cálculos foram importantes para predizer os limites de operação, que
no caso o limite da pressão capilar para que pudessem obter resultados de operação
esperados.
Esse resultado obtido pelo modelo matemático apresentado mostrou-se
satisfatório, visto que no próximo item 4.2 ele foi acoplado a um modelo com as
características térmicas de operação do LHP para que tornasse uma ferramenta de
109
projeto de LHPs. Os modelos hidráulico e térmico, apresentados no item a seguir,
operam simultaneamente. A validação do modelo como um todo foi feito com base nos
dados experimentais.
4.2 Modelo térmico
O modelo matemático foi baseado nas equações de conservação de energia em
regime permanente, em que para uma dada aplicação de uma carga de calor,
conhecendo a temperatura de condensação e a ambiente, a temperatura de operação do
LHP pudesse ser calculada.
Para determinar a temperatura de operação em regime permanente, detalhes de
perda de carga e cálculos da transferência de calor foram efetuados.
Para o funcionamento do modelo, a lista dos parâmetros teve que ser
corretamente fornecido, isto é, detalhes das dimensões de cada componente, taxa de
calor, porosidade da estrutura porosa primária, assim como sua permeabilidade e raio do
poro, vazão mássica, temperatura do dissipador, temperatura ambiente, condutância
térmica externa do condensador. Os valores típicos da condutância térmica externa do
condensador por unidade de comprimento dependeram do fluxo e da resistência térmica
de contato entre o tubo e a placa do condensador (KAYA; KU, 1999).
Entretanto, a distribuição da pressão e da temperatura ao longo do LHP, a
localização da interface líquido-vapor, a quantidade de calor parasita (transferência de
calor entre o evaporador e a câmara de compensação), a quantidade de líquido sub-
resfriado vindo da linha do líquido foram incluídos no parâmetro de saída.
O procedimento do cálculo foi dividido em duas partes: cálculo da perda de
carga e cálculo dos parâmetros térmicos. No item anterior foi apresentado todo o
procedimento para o cálculo da perda de carga hidráulica ao longo do LHP, assim como
avaliação dos resultados.
110
No desenvolvimento desse modelo, assumiu-se o seguinte:
o A troca de calor do corpo do evaporador e da estrutura porosa primária é
somente na direção radial;
o O reservatório e o núcleo do evaporador, ambos contém fluido na fase liquida e
vapor;
o LHP alcança o regime permanente numa dada condição de operação do
dispositivo;
o As correlações do escoamento monofásico são aplicadas para calcular a pressão
no condensador e o subresfriamento;
o A troca de calor entre o LHP e o ambiente e assume-se ser somente por
convecção natural; e
o A condução de calor através da estrutura porosa secundária, do evaporador para
o reservatório é desprezada.
Baseado nos itens acima foi feito o modelo térmico em regime permanente. Os
detalhes do modelo, assim como os cálculos e procedimentos são discutidos aqui.
Já foi mencionado neste trabalho que a câmara de compensação é responsável
pelo equilíbrio da temperatura e da pressão do sistema e isso é resultado da transferência
de calor sob três condições (KAYA; HOANG, 1999), sendo elas:
1.
troca de calor entre o evaporador e a câmara de compensação (calor parasita);
2.
troca de calor entre a câmara de compensação e o ambiente; e
3.
troca de calor entre a câmara de compensação e o líquido que retorna da linha do
líquido.
Abaixo é apresentada a equação da conservação de energia em regime
permanente para que as condições acima sejam satisfeitas:
ACCSCHL
QQQ
−
+=
...
(4.25)
111
Nestas condições o que ocorre é que a temperatura de operação do LHP se ajusta
de tal forma que, no condensador, gera-se o subresfriamento suficiente para compensar
o calor parasita e a troca de calor com o ambiente.
Há dois caminhos diferentes do fluxo de calor do evaporador para o reservatório
bifásico. A primeira é o calor parasita na direção radial, ou seja, condução radial através
da estrutura porosa primária para o núcleo do evaporador e então para o reservatório. A
segunda é o calor parasita na direção axial, porém neste caso será desprezado.
O que refere-se ao calor parasita na direção radial, o calor conduzido
radialmente da superfície externa para a interna da estrutura porosa primária pode ser
escrita como (KAYA;HOANG, 1999):
wac
iext
wef
HL
T
DDn
Lk
Q
.
.
)/(
2
∆=
l
π
(4.26)
A troca de calor entre o líquido que retorna subresfriado e o material da estrutura
porosa primária causa um perfil de temperatura não linear. Devido às condições de
saturação, de ambas as superfícies da estrutura porosa primária, a diferença de
temperatura pode ser obtida pela diferença de pressão:
()
wtotal
sat
wac
PP
dP
dT
T ∆−∆
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=∆
.
(4.27)
em que
sat
dT
dP
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
é calculado pela equação de Clausius- Clapeyron (MORAN;
SHAPIRO, 2006):
)(
lv
sat
TdT
dP
νν
λ
−
=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
(4.28)
sendo
v
v e
l
ν
volume específico do vapor e do líquido, respectivamente.
112
Na Eq. (4.26) observa-se que há a necessidade de calcular a condutividade
térmica efetiva da estrutura porosa primária, a qual se sabe que depende tanto do
material do elemento poroso quanto do fluido de trabalho.
Logo, a correlação utilizada para o cálculo da condutividade térmica efetiva para
materiais heterogêneos pode ser expressa (FAGHRI, 1995):
[
]
[]
⎭
⎬
⎫
⎩
⎨
⎧
−++
−−+
=
)/(12)/(2
)/(12)/(2
mlml
mlml
mef
kkkk
kkkk
kk
ε
ε
(4.29)
Obtendo o resultado da equação acima, a Eq. (4.26) pode ser calculada.
4.2.1 Cálculo dos parâmetros de transferência de calor
Abaixo são mostrados previamente os cálculos e correlações utilizados no
desenvolvimento do sistema de equações. O sistema de equações deve ser então capaz
de determinar os parâmetros de operação de um LHP, baseado nas suas características
geométricas e de transporte de calor, diretamente influenciados pelos parâmetros
hidráulicos. Sendo assim, o sistema de equações pode servir como importante
ferramenta de projetos.
4.2.1.1 Coeficiente de transferência de calor
O coeficiente de transferência de calor total para o escoamento num tubo pode
ser obtido através das resistências térmicas interna e externa, expressa como
(CHUANG, 2003):
113
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
×
+
×
=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
LAhkNu
L
UA
/
11
1
π
(4.30)
Num tubo circular em escoamento laminar, o número de Nusselt pode ser
estabelecido como sendo (INCROPERA, 1996):
36,4
=Nu para fluxo de calor constante numa superfície (4.31)
66,3
=Nu para temperatura constante na parede (4.32)
O número de Nusselt para escoamento turbulento é determinado por uma
correlação empírica. Aqui é usada para o cálculo a relação de Dittus -Boelter
(INCROPERA, 1996):
n
Nu PrRe023,0
5/4
= (4.33)
em que Re é número de Reynolds, Pr é o número de Prandtl e 4,0
=
n para o fluido de
trabalho sendo aquecido (temperatura da parede é maior do que a temperatura do fluido)
e 3,0
=n para o fluido de trabalho sendo resfriado.
Para a troca de calor com o ambiente, o coeficiente de transferência de calor para
a parede do lado externo assumiu-se ser por convecção natural. Porém, se tratando dos
efeitos de transferência de calor no espaço, o mecanismo é realizado por radiação e a
consideração apropriada desse parâmetro deve ser feita quando simulando sua operação
nessas condições.
Seguindo o procedimento acima para calcular o coeficiente de transferência de
calor, tornou-se necessário a utilização de parâmetros para o cálculo do modelo bifásico
para o escoamento no interior do condensador.
114
4.2.2 Retorno do líquido subresfriado
Num LHP, forças capilares são geradas no evaporador capilar por intermédio de
uma estrutura porosa localizada em seu interior, o qual adquire calor e transfere para o
fluido de trabalho que encontra-se em estado puro e saturado. O vapor gerado é
responsável pelo deslocamento do líquido nas linhas para o condensador durante a
partida do dispositivo.
Uma vez condensado, ainda por efeito de forças capilares, o líquido com um
certo grau de subresfriamento, segue de volta ao evaporador capilar onde se completa o
ciclo.
Seguindo o ciclo descrito acima e fazendo o balanço de energia, o calor excluído
numa porção bifásica do condensador
C
Q
.
pode ser escrito da seguinte forma (KAYA;
HOANG, 1999):
AVL
HL
APPC
QQQQ
−
−−=
....
(4.34)
em que a troca de calor entre a linha do vapor e o ambiente pode ser positivo ou
negativo dependendo da temperatura ambiente e do dissipador.
Para os casos de transferência de calor com mudança de fase no interior do tubo,
em que existe um fluxo constante na parede, o modelo para a determinação do
comprimento no qual esse processo ocorre, pode ser descrita a partir do esquema abaixo
(INCROPERA, 1996):
115
Figura 4.5. Esquema do balanço de energia no tubo do condensador.
O balanço de energia como mostra a Fig. 4.5 torna-se:
dxhmdzDq
lv
.
"
.
=
π
(4.35)
Rearranjando:
dx
Dq
hm
dz
lv
.
"
'
π
= (4.36)
Integrando a equação acima, entre o título de entrada e saída, tem-se:
dx
Dq
mh
Lz
xs
xe
lv
Bif
∫
==
.
"
.
π
(4.37)
em que o termo no numerador dentro da integral refere-se aos parâmetros
relativos ao escoamento interno do tubo e o denominador ao que ocorre no exterior.
Logo, a perda de calor na porção bifásica no tubo do condensador ocorre por
dois caminhos, ou seja, para o ambiente e para o dissipador como é mostrado na Fig.4.6.
116
Figura 4.6. Esquematização das resistências térmicas no condensador.
Rearranjando a eq.(4.37), a troca das temperaturas através do tubo pode ser
expressa como sendo (KAYA; HOANG, 1999):
()( )()( )
[]
∫
−+−
×=
−−
xs
xe
AMBSAT
Ac
DISSAT
sc
C
Bif
TTLUATTLUA
dx
QL
φφ
22
.
//
(4.38)
em que na saída do condensador o título
s
x (MORAN; SHAPIRO, 2006) na equação
acima, assume ser zero por considerar uma condensação completa, resultando somente a
saída de líquido.
Para resolver a Eq. (4.38), as condutâncias térmicas relacionadas em parênteses
foram calculadas considerando as resistências térmicas internas e externas e o
multiplicador bifásico, tornando assim (KIM; GOLLIHER, 2002):
()
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
×
+
××
=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
LAUDh
L
UA
/
11
1
2
2
π
φ
φ
(4.39)
em que os coeficientes de transferência de calor para o modelo bifásico são (KIM;
GOLLIHER, 2002):
117
LL
hh
Φ
=
φ
2
(4.40)
D
kNu
h
LL
L
×
=
(4.41)
Utilizando a correlação de Lockhart- Martinelli (CAREY,1992), em regime
permanente, em que foi proposta a generalização da correlação do multiplicador em
escoamento bifásico para um tubo horizontal, sendo definido como :
2/1
2
1
1
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
++=Φ
X
X
C
L
(4.42)
em que o Parâmetro de Martinelli X é (CAREY,1992):
()
()
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
=
⎥
⎦
⎤
⎢
⎣
⎡
=
x
x
f
f
dzdP
dzdP
X
l
v
v
l
v
l
1
/
/
5,05,0
5,0
ρ
ρ
(4.43)
O valor da constante C na Eq. (4.42) depende do regime do escoamento
associado com o escoamento do líquido e do vapor ao longo do tubo. A Tabela 4.1
indica as constantes para quatro diferentes possíveis combinações do escoamento.
Tabela 4.1 Valor da constante C proposto por Lockhart- Martinelli no multiplicador
bifásico.
Líquido Vapor Constante C
Turbulento Turbulento 20
Laminar Turbulento 12
Turbulento Laminar 10
Laminar Laminar 5
Fonte: Carey (1992)
118
Logo, resolvendo a Eq. (4.42), pode-se integrar a Eq. (4.38) em função de x e
obter o comprimento bifásico, observando que se o comprimento for menor que o
comprimento total, logo a interface líquido-vapor estará situada dentro do condensador
(KAYA; HOANG, 1999).
Depois de obter o comprimento bifásico no condensador, a temperatura do
líquido na saída do condensador pode ser calculada, assim como a temperatura de saída
na linha do líquido.
Portanto, fazendo o balanço de energia e em seguida integrando tem-se:
0
..
=−
convcond
QQ (4.44)
TCmQ
p
cond
∆=
..
(4.45)
TUAQ
conv
∆=
.
(4.46)
()
DIS
L
SC
p
C
TT
L
UA
dz
dT
C
Q
−
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
=
−
λ
.
(4.47)
Portanto, integrando a equação acima, podemos obter a temperatura na saída
do condensador.
(
)
]
*/
)/(
exp[)(
2
.
φ
CC
plv
sc
dissatdisConds
LL
ChQ
LUA
TTTT −
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
−−+=
−
−
(4.48)
Similarmente ocorre para obter a temperatura de saída na linha do líquido.
Utilizando a equação (4.47), podemos obter a quantidade de calor que retorna do
líquido subresfriado que é dado por:
119
()
CondSsatpsub
TTCmQ
−
−=
..
(4.49)
Seguindo o ciclo do dispositivo e sabendo que a câmara de compensação é
responsável por controlar a pressão de saturação, bem como ajustar a temperatura do
circuito em que opera, aqui torna-se necessário obtermos a troca de calor do
reservatório com o ambiente, que é dado por (KAYA; HOANG, 1999):
() ( )
AMBSATCC
ACC
ACC
TTLLUAQ −=
−
−
/
.
(4.50)
Finalizando os cálculos e correlações utilizadas no desenvolvimento do
sistema desenvolvido de equações, no próximo item são apresentados os resultados
da aplicação do modelo matemático.
4.2.3 Apresentação dos resultados
Neste modelo foram consideradas interações térmicas entre o sistema e a carga
de calor, o dissipador e o ambiente. Além de que, para calcular a temperatura de
operação do sistema foi aplicada carga de calor no evaporador, considerando alguns
parâmetros de geometria, temperaturas do dissipador e ambiente assim como o fluido de
trabalho.
O modelo computacional foi desenvolvido para operar em estado permanente,
ou seja, a distribuição da temperatura ao longo do LHP não muda com relação ao
tempo.
Na Fig. 4.7 são apresentados os resultados teóricos com relação aos resultados
experimentais, em que são comparadas as temperaturas do evaporador obtidas nos
experimentos (Texp) com o calculado (Tteo), considerando temperatura ambiente 19°C
e 5°C a temperatura do dissipador.
120
Figura 4.7. Comparação dos resultados experimentais e teóricos do LHP3.
No gráfico da Fig. 4.7 podemos observar que inicialmente a temperatura de
operação decresce enquanto a carga de calor aumenta até aproximadamente 5 W, isso
ocorre devido ao líquido frio que retorna do condensador. No caso desse gráfico essa
pequena região apresenta-se no modo de condutância variável, ou seja, a carga de calor
é pequena, porém o suficiente para o início do funcionamento do dispositivo e o vapor é
condensado rapidamente no condensador. Desta maneira, nessa pequena região a
temperatura do fluido de trabalho na saída do condensador é bem próxima da
temperatura do dissipador.
Com o aumento da carga de calor, a temperatura do líquido na saída do
condensador começa a aumentar, até que ultrapassa a temperatura do dissipador, com
isso a temperatura na saída da linha do líquido também aumenta. Em outras palavras,
seguindo essa tendência num certo ponto o condensador opera em sua capacidade
máxima e o LHP opera no modo de condutância constante. A partir de 5W a
121
temperatura de operação aumenta quase que linearmente com a carga de calor, como
pode ser observado na Fig. 4.7.
A pequena discrepância dos dados teóricos com os experimentais que ocorre no
início do gráfico é devido a troca de calor com o ambiente que em potências baixas tem
maior efeito. Em potências altas, o balanço de energia tem maior efeito sobre o líquido
que retorna do condensador do que a troca de calor que se realiza com o ambiente
(KAYA; HOANG, 1999).
Na Fig 4.8 é apresentada a comparação dos resultados teóricos e experimentais
para a temperatura do dissipador a 0°C e a Fig. 4.9 com o dissipador a 10°C a uma
temperatura ambiente de 19°C.
Figura 4.8. Comparação dos resultados experimentais e teóricos do LHP3 para temperatura do
dissipador a 0°C.
122
Figura 4.9. Comparação dos Resultados Experimentais e Teóricos do LHP3 para temperatura do
dissipador a 10°C.
Nesses dois gráficos podemos observar primeiramente o deslocamento da
tendência da curva na região que ocorre a condutância variável, pois se desloca para as
cargas baixas. Isso é, quando a temperatura do dissipador é próxima a temperatura
ambiente, ocorre um ligeiro subresfriamento pelo condensador, ou seja, a temperatura
do líquido na saída do condensador é próxima a temperatura do dissipador.
A Fig 4.10 mostra o comportamento em estado permanente das temperaturas de
operação, assim como as temperaturas de saída do condensador e da linha do líquido.
123
Figura 4.10. Comportamento das temperaturas do LHP3, para temperatura do dissipador a 10°C
e temperatura ambiente a 19 °C.
No gráfico acima pode-se observar que a mínima temperatura de operação
ocorre quando a carga de calor está a 5 W, além de ocorrer a transição do modo de
condutância variável para a condutância constante. Quando o LHP está operando em
condutância variável, a temperatura do fluido na saída do condensador é próximo da
temperatura do dissipador, já a temperatura do líquido na saída da linha do líquido
segue a mesma tendência que a temperatura de operação. Logo a temperatura do fluído
na saída do condensador aumenta com o aumento da carga de calor quando o LHP está
operando em condutância constante. Em outras palavras, com temperatura ambiente a
19°C, o fluido de trabalho na linha do líquido ganha calor do ambiente, desde que
temperatura na saída do condensador seja menor que 19°C.
124
A Fig 4.11 mostra o comportamento em estado permanente das temperaturas de
operação para temperatura do dissipador a 5°C para mostrar o efeito da temperatura
ambiente no LHP.
Figura 4.11. Efeito da temperatura ambiente no comportamento das temperaturas do LHP3, para
temperatura do dissipador a 5°C.
Quando a temperatura ambiente é maior que a temperatura do dissipador
podemos observar através do gráfico que segue a linha de tendência em formato de U. A
transição entre os modos de condutância variável e condutância constante é por volta de
10 W para a temperatura ambiente de 25°C e 5 W quando a temperatura ambiente é 20
°C, ou seja, quanto maior é a temperatura ambiente, maior é a diferença de temperatura
entre a temperatura de operação e a temperatura do dissipador. Quando a temperatura
ambiente é menor que a temperatura do dissipador, o LHP opera sempre no modo de
condutância constante. É importante observar que quanto maior é a temperatura
ambiente, maior é o ganho de calor ou menor perda de calor do reservatório para o
125
ambiente, ou seja, quanto maior é a temperatura ambiente maior será a temperatura de
operação do LHP.
Na Fig. 4.12 são comparadas as temperaturas das resistências térmicas entre o
evaporador capilar e a câmara de compensação obtidas nos dados experimentais (Texp)
com o calculado teórico (Tteo):
Figura 4.12. Comparação das resistências térmicas: teórico e experimental do LHP3
Pode ser observado que o erro existente entre os resultados calculados com o
modelo proposto acima e os resultados experimentais é considerado pequeno. Em se
avaliando o erro existente nas leituras dos termopares, pode-se dizer que a defasagem
entre os resultados calculados com relação aos experimentais está dentro de uma faixa
de 8%, considerado aceitável. Da mesma forma, os resultados experimentais dão conta
de que as temperaturas são medidas nas paredes das tubulações, o que deve ser também
considerado quando analisando os resultados.
126
127
5. PROCEDIMENTO PARA A QUALIFICAÇÃO DO LHP
A qualificação de sistemas bifásicos para uso em aplicações espaciais é
composta por diversas fases distintas. A primeira envolve testes específicos que dizem
respeito a tecnologia em si, considerando testes tecnológicos (fabricação) e de
desempenho em condições de laboratório. Posteriormente, testes específicos de vibração
(para avaliação da resistência à força “g”), e testes em ambiente vácuo-térmico, os quais
são comuns para todos os dispositivos/equipamentos voltados para uso espacial, além de
testes de vida. No caso específico de sistemas bifásicos, os testes visam avaliar seu
desempenho onde o equipamento é testado sob diversas inclinações, bem como testes de
ciclos térmicos em ambiente de alto vácuo em faixas determinadas para qualificação,
por exemplo, de -60 ºC até +60 ºC. Outros testes foram avaliados, sendo o teste de vida
(visando verificar seu desempenho ao longo do tempo), de pressão (visando definir a
máxima pressão de funcionamento, até a sua destruição), de vazamento do fluido de
trabalho, entre outros. Para que todos estes testes fossem realizados, instalações de
preparação e testes específicos foram utilizados, como, por exemplo, sistema de
carregamento do fluido de trabalho em circuito fechado, sistema de limpeza interna dos
tubos, etc. Vale lembrar também que os procedimentos de qualificação da tecnologia de
LHPs ainda envolvem a certificação de fornecedores de materiais e fluidos, com
constante verificação destes para que o dispositivo apresente o desempenho e qualidade
necessárias de acordo com as características de projeto.
A qualificação de dispositivos bifásicos de controle térmico é um processo
necessário, de alto custo tanto quanto a recursos humanos quanto a recursos financeiros,
e muito importante para o desenvolvimento dessa tecnologia. Sem qualificação, os
dispositivos não podem ser utilizados no controle térmico de satélites devido ao alto
grau de confiabilidade e qualidade que devem apresentar.
128
O equipamento deve ser capaz de apresentar resultados satisfatórios, sem risco
de vazamento do fluido de trabalho o que, no caso da amônia, pode causar sérios danos
aos equipamentos e às pessoas envolvidas no seu manuseio. Normas de qualificação
espacial desenvolvidas pela NASA e ESA foram utilizadas nesses testes, as quais serão
descritas nesse capítulo. Uma compilação a respeito dos procedimentos necessários para
qualificação de dispositivos de controle térmico bifásicos para uso espacial foi feita,
originando o Relatório Interno INPE/ETE-CONTER-D-G-REV-004/2004, o qual
envolve procedimentos de qualificação de dispositivos estabelecidos pela NASA e ESA,
conforme descritos abaixo.
5.1 Programa de testes- NASA
Em geral é aplicável para dispositivos bifásicos seguindo o programa padrão da
NASA-STD-7002/1996 para cada componente do tubo de calor ou subsistema modular,
o qual é estabelecido o seguinte testes:
-
Esforço;
-
Vibração senoidal;
-
Vibração aleatória;
-
Acústico (pode ser substituído pelos testes de vibração);
-
Choque mecânico;
-
Testes de pressão e estanqueidade;
-
Ciclo térmico em ambiente de alto vácuo;
-
Ciclo térmico a pressão ambiente;
-
Temperatura-umidade;
-
Testes de vazamento para componentes com vedação;
-
Verificação das propriedades de massa.
129
5.2 Programa de testes - ESA PSS-49
De acordo com o programa, o dispositivo bifásico deve estar em acordo com as
exigências definidas, as quais devem ser cumpridas para suprir tais considerações dos
componentes como o tempo de vida, confiabilidade, qualificação e certificação do
equipamento. A duração da validação da qualificação é normalmente de 2 anos, o qual é
aceito sendo que não efetue qualquer dos seguintes itens:
o Mudança do projeto;
o Mudança do processo e do fornecedor.
Se um dos itens ocorrer, o fornecedor deverá submeter o dispositivo para uma
requalificação.
Esses equipamentos devem ser projetados para operarem durante cinco anos na
área terrestre durante o desenvolvimento do satélite e, depois, dez anos no espaço. Os
testes podem detectar algum erro no dispositivo e podem realçar a confiabilidade do
projeto e do procedimento da produção.
Documentos relevantes que asseguram a qualidade da produção devem ser
usados para a verificação da compatibilidade de materiais, configuração, processo,
controle de seleção e qualidade, análise crítica, teste vácuo-térmico, etc.
5.3 Documentação necessária e análise
Durante o programa de qualificação, a documentação do dispositivo deve estar
estabelecida de acordo com tais itens como:
Plano de segurança do produto;
Especificação detalhada do LHP;
Plano de manufatura e inspeção;
130
Lista dos materiais;
Lista dos processos;
Plano de testes da qualificação;
Procedimento para cada ciclo de testes da qualificação;
Relação dos testes;
Análise dos perigos dos testes e dos dispositivos;
Procedimento do manuseio.
O dispositivo submetido para a qualificação deve ser acompanhado por todas as
informações específicas, descrição física, restrições de operação, especificações do
desempenho, dados ambientais, provisões da qualidade e garantia, embalagem,
manufatura e dados de transporte. A Fig. 5.1 mostra a esquematização completa do
procedimento de qualificação para LHPs, que pode ser extendido a qualquer outro
dispositivo de controle térmico bifásico (tubos de calor, CPLs), segundo o procedimento
de qualificação por similaridade.
131
Figura 5.1. Esquematização do procedimento de qualificação do LHP
Fonte: Santos e Riehl (2007).
Vale salientar que o ramo 1 da esquematização acima deve conter todo o
desenvolvimento tecnológico. O ramo 2 deve somente ser iniciado quando o ramo 1
estiver sido concluído e o ramo 3 trata da qualificação específica da missão para a qual
o LHP foi concebido. Seguindo as normas descritas acima, foi feito o teste para LHPs, o
qual é um teste de operação prolongado (alguns meses) sobre temperaturas elevadas,
para verificar a geração de gases não condensáveis. Periodicamente, (aproximadamente
uma vez por mês) o LHP era submetido ao teste de desempenho sobre temperaturas
baixas, ("gas-plug test", ou um equivalente) para detectar mudanças nas características e
132
calcular o volume e velocidade de geração de GNC. A avaliação do desempenho do
LHP ao longo do tempo foi feita constantemente, com a finalidade de verificar qualquer
anormalidade na sua operação e, assim, garantir que o mesmo opere dentro dos
parâmetros definidos no projeto.
Além disso, outros testes foram realizados, tais como teste de vazamento do
LHP, teste de pressão, vibração e o procedimento para teste em ambiente vácuo-
térmico.
Testes realizados em laboratório foram confrontados com aqueles realizados em
câmara de vácuo-térmico, onde o objetivo era melhor estabelecer os critérios de seleção
e fatores que influenciam no projeto de LHP para uso espacial. Com isso, as variáveis
de projeto de sistemas tipo LHP puderam ser melhor definidas, as quais foram utilizadas
na otimização desses dispositivos para futuras missões espaciais.
133
6. QUALIFICAÇÃO DO LHP
No capítulo anterior foi apresentado o procedimento dos testes da qualificação
do LHP, bem como a documentação necessária. Neste capítulo serão apresentados os
procedimentos aplicados a qualificação do LHP, os resultados obtidos dos testes, assim
como o seu comportamento antes e depois dos testes da qualificação. É importante
salientar que uma grande preparação é feita anteriormente a esses testes, a qual já foi
apresentada nos capítulos anteriores, voltada aos testes de alguns protótipos antes de se
definir uma dada geometria que será utilizada para o dispositivo em si. A definição
dessa geometria não implica que todos os LHPs devem apresentar as mesmas
características, mas contribui para a certificação da repetibilidade do processo de
fabricação e testes em laboratório. Além disso, essa metodologia também deve avaliar
se o dispositivo projetado para ser qualificado apresenta as condições necessárias para
que passe em todos os testes sem que qualquer dano seja causado à sua estrutura e aos
seus componentes internos.
O presente documento estabelece requisitos técnicos aplicados para a
qualificação de um modelo LHP, o qual utilizou os respectivos procedimentos
necessários para a fabricação e montagem do conjunto capilar evaporador / câmara de
compensação. Os procedimentos incluídos aqui são de grande importância para
certificar a utilização da tecnologia LHP no controle térmico para futuras aplicações
espaciais. Este trabalho reúne toda a seqüência do processo tecnológico para a
realização destes testes, que certifica todos os procedimentos e técnicas como
qualificado para aplicações espaciais.
6.1 Especificação do modelo de qualificação
O modelo LHP para qualificação tem especificações idênticas, tal como
apresentado pelo modelo de teste de vida utilizado para este fim. As características são
apresentadas na Tabela 6.1 abaixo:
134
Tabela 6.1. Características geométricas do LHP para qualificação
Evaporador Capilar
Linha do Líquido
Comprimento Total
(mm)
85 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Comprimento Ativo
(mm)
70 Comprimento (mm) 850
Diâmetro DE/DI(mm) 19/16,5 Material Aço inox
316L(ASTM)
Material Aço inox
316L(ASTM)
Elemento Poroso
Primário
Condensador
Raio do poro (µm)
4 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Permeabilidade (m
2
) 10
-13
Comprimento (mm) 1200
Porosidade (%) 50 Material Aço inox
316L(ASTM)
Diâmetro DE/DI (mm) 16,5/7,0
Elemento Poroso
Secundário
Comprimento da
estrutura porosa
primária (mm)
70 Comprimento da estrutura
porosa secundária (mm)
180
Número de Ranhuras
circunferenciais
21 + 1 axial Diâmetro DE/DI (mm) 7/4
Material Polietileno
(UHMW)
Material Malha de Aço
inox 316L #200
Artérias 2
Câmara de
Compensação
Linha do Vapor
Volume (cm
3
) 20 Diâmetro DE/DI (mm) 4,85/2,85
Diâmetro DE/DI (mm) 19/16,5 Comprimento (mm) 550
Comprimento (mm) 95 Material Aço inox
316L(ASTM)
Material Aço inox
316L(ASTM)
Carga Nominal ( W )
80
Fluido de Trabalho
Acetona ultra-
pura
Massa (g) 25
Placa do Radiador
Saddle
Lados (mm) 380x380 Lados (mm) 65x25
Espessura (mm) 4 Espessura (mm) 10
Material (liga 6063) Material (liga 6063)
Todo o LHP foi fabricado de acordo com as exigências dos documentos
relacionados para este procedimento (Manufacturing and Assembling Procedures for
Loop Heat Pipes, INPE relatório Interno / Working Fluid Charge Procedure for Loop
135
Heat Pipes, Capillary Pumped Loops and Heat Pipes, INPE Internal Report) e passou
pelo teste de desempenho para verificar sua operacionalidade de acordo com as suas
especificações de projeto. Porém, antes que o modelo de qualificação fosse fabricado,
uma análise estrutural foi feita utilizando o software Patran, visando verificar esforços e
potenciais problemas do LHP em face à exigência dos testes de qualificação.
6.2 Análise estrutural do modelo de qualificação do LHP
Devido à necessidade de se verificar os esforços estruturais do modelo de
qualificação do LHP, um dispositivo foi projetado de forma que apresentasse uma
forma mais compacta, que seria mais adequada para as restrições geométricas impostas
pela câmara de termo-vácuo que deveria ser utilizada para testá-lo. Sendo assim,
alterações com relação à disposição das linhas de transporte foram feitas, sem que as
capacidades de transferência de calor fossem alteradas. Portanto, as características do
evaporador capilar e câmara de compensação bem como do condensador/radiador
permanecem as mesmas. Assim como no LHP utilizado para testes de desempenho e
vida, a geometria do conjunto evaporador capilar/câmara de compensação são as
mesmas daquelas mostradas no TCD-LHP3 na Tabela 2.1. A Fig. 6.1 apresenta a
fotografia desse LHP.
Figura 6.1 – Fotografia do modelo de qualificação do LHP.
136
Em vista dessas modificações, um modelo foi concebido para verificação dos
esforços estruturais conforme o que é apresentado pela Fig.6.2. Vale ressaltar que todo o
processo de qualificação do LHP estava baseado na qualificação dos procedimentos
utilizados para a sua construção. Isso daria a certificação para qualificar qualquer outro
LHP que fosse projetado e construído seguindo esses procedimentos, pois somente
testes de qualificação adicionais, características de uma dada aplicação, seriam
necessárias.
Todos os procedimentos necessários para a qualificação desse modelo foram
então repetidos, sendo que uma simulação para verificar a rigidez de sua estrutura foi
realizada antes de sua construção. Os detalhes desse processo são apresentados a seguir.
Figura 6.2 – Esquematização do novo modelo de qualificação do LHP.
6.2.1 Análise estrutural do novo modelo de qualificação
Em face ao que foi verificado durante a operação do TCD-LHP3, o projeto do
condensador foi alterado para que as novas características operacionais do LHP
pudessem ser reproduzidas no modelo de qualificação. Sendo assim, a placa do radiador
137
sofreu uma alteração com relação ao seu projeto prévio que teria dimensões de 300 mm
X 300 mm X 4 mm para as novas dimensões de 380 mm X 380 mm X 4 mm. Essa
alteração foi feita no modelo e implementada nas simulações estruturais do LHP,
visando sua operação para uma taxa máxima de calor introduzido no evaporador de 100
W. Essa alteração foi necessária pois o condensador operando sob condições de
dissipação por radiação deve apresentar uma área de transferência de calor maior do que
aquela verificada para dissipação por circulação de líquido, como era o caso dos testes
em laboratório.
Devido à diferença nos planos entre o conjunto evaporador capilar/câmara de
compensação e do condensador, bases de sustentação para a tubulação e para as linhas
de transporte tiveram de ser projetadas. Essas bases de sustentação serviram como
apoios para que esses componentes pudessem suportar os esforços de vibração durante o
lançamento, além de conter um isolamento térmico apropriado para evitar transferência
de calor parasita à placa condensadora. Essa modificação, colocando o conjunto
evaporador capilar / câmara de compensação e condensador em planos diferentes, foi
necessária para que o dispositivo pudesse ser alocado dentro da câmara de vácuo
utilizada nos testes vácuo-térmicos.
6.2.2 Novo modelo de qualificação do LHP
Os procedimentos de simulação estrutural para o novo modelo do LHP
consideravam uma hipotética utilização no CBERS 3, uma vez que os parâmetros
utilizados para a sua qualificação utilizam os padrões desse satélite. Isso é feito para que
os procedimentos pudessem ser certificados e que a rigidez e potencial
operacionabilidade do LHP pudesse ser verificada com base nesses padrões.
Do mesmo modo que restrições de rigidez são impostas ao satélite para que não
ocorresse acoplamento dinâmico com o lançador, restrições de rigidez foram também
138
impostas aos equipamentos para evitar o acoplamento de freqüências de ressonância
com o satélite.
O programa de Elementos Finitos MSC/Nastran foi utilizado para a análise dos
esforços de lançamento, com base na elaboração do modelo de qualificação. O método
se baseava na construção de um modelo numérico e a aplicação das distintas soluções
determinando-se características como a rigidez e/ou a verificação de robustez
simulando-se a aplicação de cargas mecânicas definidas. O resultado foi a determinação
das freqüências naturais de vibração do LHP, assim como os modos de vibração
associados. Somente após essa análise foi que o modelo de qualificação poderia ser
construído.
6.2.3 Resultados de simulação estrutural do novo modelo de qualificação
Baseado no modelo virtual elaborado com o uso do SolidWorks, conforme
mostrado na Fig.6.2, um modelo numérico em elementos finitos do LHP foi construído
para a determinação da menor freqüência natural de vibração. O modelo de elementos
finitos do LHP foi baseado em elementos de viga representando o circuito fechado de
tubo em toda a sua extensão. Nas regiões do evaporador e do elemento poroso, uma
massa não estrutural por unidade de comprimento foi acrescentada na propriedade do
tubo, o que implica na não inclusão destes elementos para efeito estrutural.
A parte elevada do tubo foi sustentada por suportes também representados por
elementos de viga e para esta análise, foi considerada como sendo de Teflon e
posteriormente construída em alumínio estrutural, dando maior rigidez ao modelo de
qualificação. O LHP foi considerado engastado pelas bases dos suportes, pelos pontos
de fixação da placa no painel (radiador) e também nas interfaces do extrator. A Fig.6.3
mostra o modelo de elementos finitos resultante. A origem do sistema de coordenas
CSys 0 pode ser também vista na Fig.6.3.
Os dados do modelo estão condensados na Tabela 6.2 a seguir:
139
Tabela 6.2. Dados do modelo.
Unidades Utilizadas
Comprimento mm
Massa kg
Módulo de Young MPa
Densidade kg/mm
3
Inércia kg.mm
2
Número de Nós 46
Número de Elementos 124
Figura 6.3 – Modelo de elementos finitos do LHP.
Na Tabela 6.3 são apresentadas as propriedades de massa resultante do modelo
numérico:
140
Tabela 6.3. Propriedades de massa resultante do modelo numérico.
Massa Centro de Gravidade em CSys 0
Estrutural 0,231742 X 140,5348 Y 196,7657 Z 26,64811
Não-Estrutural 0,113576 X 189,9756 Y 131,2216 Z 53,93064
Massa Total 0,345318 X 156,7961 Y 175,2080 Z 35,62144
Inércias Sobre CSys 0
Inércias Sobre C.G. em CSys 0
Ixx = 13141,31 Ixy = 8768,77 Ixx = 2102,617 Ixy = -717,7892
Iyy = 10455,97 Iyz = 1965,239 Iyy = 1528,145 Iyz = -189,9485
Izz = 22372,97 Izx = 1950,655 Izz = 3282,792 Izx = 21,94845
6.2.4. Resultados da análise modal
As Figs 6.4 a 6.8 mostram os 5 (cinco) primeiros modos de vibração do LHP nas
condições de contorno estudadas.
Figura 6.4 – Primeiro modo de vibração do LHP.
141
Figura 6.5 – Segundo modo de vibração do LHP.
Figura 6.6 – Terceiro modo de vibração do LHP.
142
Figura 6.7 – Quarto modo de vibração do LHP.
Figura 6.8 – Quinto modo de vibração do LHP.
O resultado da análise modal deve ser confrontado com as especificações de
rigidez contidas no documento que norteia o ambiente ao qual o dispositivo estará
submetido. Este ambiente depende, entre outras coisas, do lançador, da arquitetura do
satélite e das características inerentes a cada aplicação, pois são diferentes a cada
143
missão. No entanto, independente do ambiente, a primeira freqüência natural do LHP
explicitada na Fig. 6.4 deve ser superior ao mínimo recomendado para o equipamento
ou pelo subsistema encarregado do equipamento (normalmente 100 Hz).
Mesmo contando somente com os apoios apresentados pelo modelo de
simulação numérica, o LHP passa em todos os testes de esforços simulados,
apresentando freqüências superiores a 100 Hz. No entanto, para dar maior rigidez
estrutural ao LHP, os apoios foram construídos em alumínio 6061 e um outro apoio foi
colocado na linha de líquido onde foi constatada uma maior vibração dessa linha que
estava em balanço, visando dar mais rigidez estrutural ao dispositivo. Como resultado, a
atual configuração do LHP que foi utilizado para testes de qualificação é apresentada
pela Fig. 6.9.
Figura 6.9 – Modelo de qualificação do LHP.
6.2.5 Repetibilidade dos processos de fabricação
Um fator importante para a certificação e qualificação de um LHP é a
repetibilidade dos processos utilizados para a fabricação, montagem, carregamento e
testes desses dispositivos. Os procedimentos de testes realizados em laboratório
demonstraram que todos os LHPs desenvolvidos apresentaram resultados convincentes
Apoio
adicional na
linha de líquido
144
quanto aos seus desempenhos térmicos, apontando para a confiabilidade do dispositivo.
Isso também mostra que todos os procedimentos adotados referentes à limpeza,
usinagem das peças, soldas, montagem etc, estabelecidos pelo relatório técnico
CONTER-D-G-TRP-007/2004 estão corretos.
Sendo assim, diversas unidades de conjuntos de evaporador capilar/câmara de
compensação foram fabricados seguindo os mesmos procedimentos adotados, sendo
posteriormente testadas algumas unidades para se certificar de que estão operacionais
(Fig. 6.10). Então, o LHP projetado para ser qualificado foi construído de acordo com
os mesmo procedimentos. Em se cumprindo com todas as exigências técnicas referentes
aos testes, os procedimentos de fabricação de LHPs podem ser considerados como
“qualificado”, sendo que testes específicos deverão ser realizados dependendo da sua
utilização futura.
Figura 6.10 – Fotografia dos conjuntos evaporador capilar/câmara de compensação.
6.2.6 Montagem do TCD-LHP3 – modelo de qualificação
Após a verificação da repetibilidade dos procedimentos de fabricação dos
evaporadores capilares, onde alguns conjuntos foram montados em bancada para
verificação de sua operacionabilidade, o modelo de qualificação do LHP foi fabricado.
Suas características são semelhantes àquelas apresentadas pela Fig. 6.9, sendo que os
(a) com ranhuras circunferenciais
(b) com ranhuras axiais
145
suportes para a tubulação foram fabricados em alumínio 6061 e um isolamento térmico
feito de Teflon® foi inserido entre a tubulação e o suporte. Todas as conexões foram
soldadas, utilizando o procedimento de solda automática orbital, sendo que esta foi
qualificada para uso espacial. A Fig. 6.11 apresenta fotografias dos detalhes da solda
realizadas durante a montagem do modelo de qualificação.
Figura 6.11 – Fotografias do modelo de qualificação – soldagem das conexões.
Vale ressaltar que antes de executar todo o procedimento de montagem, as peças
foram limpas de acordo com o que foi estabelecido pelo relatório CONTER-D-G-TRP-
007/2004, estando então prontas para serem montadas.
Após a realização do procedimento de montagem, o modelo de qualificação foi
submetido a um teste de vazamento (leak test) no Laboratório de Térmica para
verificação de estanqueidade antes de se iniciar os testes de vibração. Este teste de
vazamento foi necessário para avaliar se as soldas apresentam qualquer porosidade ou
micro-trincas que possam causar vazamento e, conseqüentemente um comprometimento
no desempenho do LHP.
O teste de vazamento resultou numa capacidade de suportar e manter vácuo a
um nível de 10
-7
mbar, sendo este o menor nível de pressão que os instrumentos podem
medir no laboratório. Sendo assim, o modelo de qualificação não apresentou qualquer
vazamento, o que deve ser verificado novamente após os testes de vibração.
(
a
)
Solda
g
em do eva
p
orador ca
p
ila
r
(
b
)
Detalhe da solda das conexões
146
6.3 Procedimento da qualificação do LHP
Todo o ciclo tecnológico tem sido desenvolvido no sentido de alcançar os
objetivos necessários no controle térmico para aplicações em satélites, que é usado
como regulador térmico e controlador de temperatura em muitas aplicações espaciais
desde 1990.
Na seqüência é mostrado o desenvolvimento do programa em longo prazo para
atingir o conhecimento pleno da tecnologia LHP, desde fabricação até integração final
de um satélite.
Os procedimentos aplicados para os fins da qualificação da tecnologia LHP
foram todos utilizados em um modelo, que apresenta a configuração final e todas as
técnicas aplicadas para este dispositivo durante os últimos anos de desenvolvimento.
6.3.1 Testes de vibração
Seguindo o procedimento de qualificação de sistemas bifásicos, aqui são
apresentados os testes de vibração. A identificação do espécime, as condições gerais, o
andamento dos ensaios e os resultados obtidos são descritos a seguir.
6.3.2 Objetivo dos ensaios
Os ensaios de vibração tiveram por objetivo:
a)
Levantar as freqüências de ressonâncias do equipamento e/ou partes;
147
b)
Avaliar a resistência mecânica do espécime e identificar eventual ocorrência
de degradação no seu desempenho estrutural/funcional, quando submetido a
um ambiente dinâmico de vibração.
6.3.3 Descrição do espécime
As operações descritas neste documento foram executadas na Área de
Qualificação de Sistemas do LIT/INPE, cuja instrumentação e condições ambientais
estão descritas a seguir na Tabela 6.4.
Tabela 6.4. Instrumentação.
Dimensões da área da placa (mm)
380x380
Eixos de Referência
3 (X ,Y, Z)
Sistema de Vibração
LDS V964LS
Controlador/Analisador Digital
SD2560
Temperatura
23°C +/- 2°C
Umidade Relativa
50% +/- 10°C
Acelerômetros
Piezoelétrico ENDEVCO
Amplificadores de Carga
AC-2000
Placa Adaptadora de vibração
Alumínio
Todas as atividades relativas à instalação da instrumentação de medida, fixação
do espécime, montagem do adaptador de vibração sobre o meio de ensaio foram de
responsabilidade da equipe do LIT/INPE.
6.3.4 Condições de ensaio
Seqüência de ensaios
148
Cada uma das etapas de ensaios de vibração foi considerada e identificada como
um ensaio particular, resultando em um total de doze ensaios. Antes e após a realização
da série de ensaios de qualificação propriamente dita, foram realizadas varreduras
senoidais com nível reduzido (ensaios de assinaturas) em cada uma das três direções
principais de excitação, objetivando identificar eventuais ocorrências de degradação
mecânica estrutural do item sob ensaio. Foi utilizada a seguinte seqüência de ensaios
para cada direção principal de excitação:
a)
Vibração Senoidal / Assinatura Inicial (1);
b)
Vibração Senoidal / Nível Qualificação;
c)
Vibração Aleatória / Nível Qualificação;
d)
Vibração Senoidal / Assinatura Final (2).
Na Tabela 6.5 abaixo é mostrada toda a seqüência de ensaios, bem como seus
eixos respectivos.
Tabela 6.5. Resumo de ensaios.
A seguir serão apresentados os níveis de referências para os ensaios de vibração
com as suas respectivas identificações e características principais.
149
Especificação de ensaio
Conforme procedimento padrão do laboratório (LIT/INPE), um ensaio com
varredura senoidal e nível reduzido foi realizado antes e após os ensaios de vibração em
nível de qualificação, de modo a se obter assinaturas (resposta dinâmica do Espécime).
Nos testes foram considerados como níveis de referência aqueles especificados
para experimentos e/ou subsistemas do Satélite CBERS 3 & 4.
Os níveis de referência para os ensaios de vibração realizados são apresentados
nas Tabelas 6.6 e 6.7, respectivamente.
Tabela 6.6: Ensaios de vibração senoidal
Tabela 6.7: Ensaios de vibração aleatória
150
Instrumentação do espécime
Para levantamento da reposta dinâmica do espécime, foram realizados doze
acelerômetros de medida instalados em dez pontos de interesse definidos sobre o
equipamento são mostrados nas Fig. 6.12 e Fig. 6.13.
Figura 6.12. Localização dos acelerômetros de medida no experimento LHP (Pontos 01 a 09)
Figura 6.13. Outra vista das localizações dos acelerômetros de medida no experimento LHP
(Pontos 01 a 08 & 10)
151
Os acelerômetros de medida identificados como
Aenn (onde nn = 01 a 10,
corresponde a pontos de medida) foram instalados nos pontos de medida conforme:
o Pontos 0 e 07: um acelerômetro de medida instalado sobre um cubo, com seu
eixo sensível alinhado com o eixo de excitação;
o Ponto 08: três acelerômetros de medida instalados sobre o cubo;
o Pontos 09 e 10: um acelerômetro de medida instalado diretamente sobre a
placa-base, com eixo sensível alinhado com a direção vertical.
Na Fig. 6.14 é mostrada a foto com a localização dos pontos selecionados para a
medida de vibração no LHP, assim como a Fig. 6.15 é mostrado a vista em geral do
experimento.
Figura 6.14. Vista em “close-up” dos pontos de (01 até10) selecionados para a medida de
vibração no experimento LHP.
152
Figura 6.15. Vista geral do experimento com a instrumentação de medida.
Montagem do espécime
O espécime (experimento) foi encaminhado para ensaios estando previamente
em uma placa-base (confeccionada em alumínio liga 6063), a qual foi rigidamente
fixada sobre a placa adaptadora disponibilizada pelo laboratório. Foram utilizados
153
calços espaçadores entre a face inferior da placa-base e a placa adaptadora de
vibração como mostra a Fig. 6.16 abaixo:
Figura 6.16. Vista geral da placa-base com o experimento LHP montado sobre a placa
adaptadora de vibração e detalhe dos calços espaçadores utilizados.
A placa adaptadora foi previamente fixada sobre a armadura do vibrador
(ensaios em Z) ou sobre a plataforma deslizante auxiliar (ensaios em Y e X), como
podem ser visualizadas na Fig. 6.17.
154
Figura 6.17. Vista Geral do experimento montado no sistema de vibração.
Desenvolvimento dos ensaios
Os ensaios foram realizados e completados em doze etapas consideradas e
identificadas cada uma como um ensaio particular conforme consta na Tabela 6.5.
Houve algumas ocorrências durante o transcorrer dos ensaios conforme está
resumidamente apresentado a seguir:
a)
Ensaio 01- Eixo Z / Seno / Assinatura Inicial: na primeira tentativa de
realização deste ensaio ocorreu interrupção automática (“abort”) em ~1690
Hz por atuação do sistema de controle. Esta ocorrência foi discutida com um
representante do grupo de estruturas do INPE e decidiu-se que, para efeito de
155
análise do comportamento dinâmico da amostra em questão, os ensaios de
assinaturas poderiam ser executados até a freqüência de 1000 Hz.
b)
Durante análise dos registros gráficos obtidos para os dois ensaios de
vibração em nível de qualificação aplicados no eixo Z, observou-se que o
registro do canal 9 (acelerômetro AZ07) apresentou um valor acima do
esperado. Uma verificação no setup de programação dos amplificadores de
carga digitais constatou que este canal encontra-se com um ganho incorreto
(FS=100g ao invés de 500g), levando assim a um registro incorreto dos
valores efetivamente adquiridos.
Resultados
Aqui serão apresentados os gráficos obtidos nos ensaios de vibração de cada
eixo, porém as atividades desenvolvidas no decorrer dos ensaios foram registradas
conforme as Tabelas 6.5, 6.6 e 6.7. As Figs. 6.18, 6.19 e 6.20 mostram os resultados dos
testes, o que está em conformidade com o que foi observado durante os testes realizados
no LIT/INPE.
Figura 6.18. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo X.
156
Figura 6.19. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo Y.
Figura 6.20. Ensaio de vibração em nível de qualificação aplicados no eixo Z.
157
O espécime foi submetido aos ensaios conforme especificado no item 6.3.3 e
descrito no item acima e não foram observadas outras ocorrências além daquelas já
mencionadas.
Após a conclusão das séries de ensaios em cada direção principal de excitação,
foram realizadas inspeções visuais no espécime, através das quais constatou-se que o
mesmo não apresentava quaisquer sinais de danos mecânicos externos e/ou partes/peças
soltas.
Da comparação dos registros obtidos nas Assinaturas inicial e final de cada eixo
de ensaio, observa-se que os mesmos não apresentaram variações significativas nas
freqüências e picos de ressonâncias que evidenciassem degradação estrutural do
espécime. Portanto, os testes mostraram que não houve nenhuma degradação mecânica
estrutural do dispositivo em questão.
6.4 Testes na câmara vácuo-térmica
Neste documento são apresentadas as informações dos testes na câmara vácuo-
térmica (CVT) do LHP seguindo o procedimento de qualificação, com o objetivo de
seguir as normas de especificação e controle de qualidade para detectar defeitos de
manufatura, erros e outras anomalias em seu desempenho, as quais não podem ser
facilmente detectadas pelas normas de inspeção.
6.4.1 Configuração da câmara vácuo-térmica
A seguir é descrita a instrumentação utilizada nos testes vácuo-térmicos.
a)
Especificações da câmara vácuo-térmica
Para a avaliação dos testes, a câmara vácuo-térmica segue as especificações da
Tabela 6.8 descrita abaixo:
158
Tabela 6.8. Especificações da câmara vácuo-térmica.
Volume
250 l
Variação da Temperatura
- 180 °C a 150 °C
Emissividade
0,88
Velocidade de Bombeamento
3000 l/s
Tipo de Bombeamento alto vácuo
Criogênico
b)
Medição das temperaturas
Os sensores usados para medir as temperaturas da amostra têm as seguintes
especificações:
1) Quantidade: 18 Termopares, tipo TT-T-30 (Omega).
2) A incerteza na medição das temperaturas, incluindo sensores, instalações e
erros de aquisição de dados foram:
+/- 0,7 °C para 0 °C < T < 350 °C
+/- 1,2 °C para – 200 °C <T < 0 °C.
c)
Monitoramento de dados e aquisição de dados
O equipamento utilizado para a aquisição de dados das temperaturas foi:
1)
Computador Athlon XP2400.
2)
Aquisição de dados HP 3497 A.
A aquisição de dados foi realizada a cada 30 segundos e gravado no computador.
159
d)
Descrição dos testes
Os testes foram feitos de acordo com a Tabela 6.9 abaixo:
Tabela 6.9. Descrição dos testes
Pressão na Câmara
≤ 10
-5
Torr
Número de Ciclos
6
Temperatura Quente
+ 55°C (-0°C/+3°C)
Temperatura Fria
- 50°C (+0°C/-3°C)
Duração de cada Patamar
6 h (1º e 6º ciclos)
1 h (2° ao 5° ciclos)
Taxa de Variação de Temperatura entre
patamares
≤ 2°C/min
A Fig. 6.21 apresenta um dispositivo para o teste de qualificação de um modelo
da tecnologia LHP utilizado para certificar os passos necessários para a realização dos
objetivos desta tarefa, (a) instrumentação e sem o isolamento e (b) radiador pintado com
tinta branca (Teflon-Al ). A Fig. 6.22 mostra o modelo LHP com isolamento MLI
(Multi Layer Insulation).
Figura 6.21. Modelo da qualificação do LHP: (a) instrumentação sem o isolamento; (b) radiador
pintado com tinta branca.
160
Figura 6.22. Modelo da qualificação do LHP com isolamento MLI.
A Fig. 6.23 apresenta os resultados do ensaio do LHP antes de passar pelas TVT
(Thermal Vacuum Test) e TCT (Teste de Ciclagem Térmica). Esse teste foi feito em
condições normais de laboratório, sendo que o condensador operava em convecção
natural. Dessa forma, o LHP foi testado visando verificar seu desempenho térmico antes
de passar pelos testes de TVT e TCT, com o objetivo de compará-lo com os testes
realizados posteriormente. É importante chamar a atenção para que, devido às
limitações na capacidade máxima de dissipação de calor pelo radiador quando utiliza
convecção natural, a carga para o evaporador foi limitada a 40 W.
Figura 6.23. Teste de desempenho do LHP usando convecção natural antes dos testes TCT e
TVT.
161
Assim como nos testes de vida e desempenho do LHP, o modelo de qualificação
apresentou desempenho aceitável e coerente com seus parâmetros de projeto. No item
abaixo será mostrado o procedimento para os testes TCT e TVT, bem como as etapas
dos testes.
6.4.2 Procedimento dos testes TCT e TVT
Os testes de TVT e TCT para a qualificação do LHP foram realizados nas
instalações do LIT em uma câmara vácuo-térmico modelo de 250 litros, em uma sala
limpa classe 100.000, em que foram conectados os instrumentos ao sistema de aquisição
de dados. Cargas de calor foram introduzidas ao evaporador através do “saddle”, ou
seja, um aquecedor ligado a uma fonte de alimentação DC digital.
A utilização da pasta térmica para melhorar o contato térmico entre o
condensador e a placa do radiador não foi permitido, pois poderia ocorrer uma
contaminação da câmara a vácuo-térmica. Entretanto, esta limitação não foi um fator
limitante para verificar o comportamento térmico e desempenho durante o TCT e TVT.
A Fig. 6.24 mostra fotografias da instalação do LHP na câmara de vácuo-térmica.
Figura 6.24. Fotografias da instalação do LHP na câmara vácuo-térmica.
162
Os testes TCT e TVT foram realizados numa câmara de vácuo-térmica com
capacidade de 250 litros, capaz de manter 10
-5
mbar de pressão e manter temperaturas
entre –180 e +150 °C, num ciclo transiente de até 3 ºC/min, em que o processo de
transferência de calor entre o radiador e o ambiente da câmara foi por radiação e
condução. Os ciclos térmicos foram aplicados de acordo com o documento # CONTER
DG-REV-007/2004, que estabeleceu as seguintes tarefas a executar:
Um ciclo completo de TVT para uma unidade inclui os seguintes passos:
1)
Dispositivo deve estar operando a temperatura ambiente;
2)
Enquanto em operação, aumentar a temperatura da câmara para a
temperatura máxima de permanência especificada;
3)
Desligar o dispositivo, manter a temperatura máxima e aguardar sua
estabilização;
4)
Partida a alta temperatura com teste funcional do dispositivo;
5)
Enquanto em operação, realizar resfriamento da câmara de vácuo-
térmica até a temperatura mínima de permanência especificada;
6)
Desligar o dispositivo, manter a temperatura mínima e aguardar sua
estabilização;
7)
Partida em baixa temperatura com teste funcional do dispositivo;
8)
Aumentar a temperatura da câmara vácuo-térmica até a ambiente.
As temperaturas durante o TVT devem atingir 10°C acima da temperatura
quente permitida e 10°C abaixo da temperatura baixa permitida. Ao definir temperatura
máxima e mínima esperada, a margem de incerteza na modelagem térmica deve ser
incluída.
Pelo MIL-STD-1540C (1994), essa margem é recomendada em 11°C para
validar os modelos matemáticos (validados por teste) e 17°C para modelos não-
validados.
163
O número mínimo exigido para a qualificação de ciclos térmicos por unidade
são: TVT - 6 ciclos, TCT - não obrigatórios. Durações: imersão térmica mínima de 6
horas, no quente e 6 horas no frio durante o primeiro e o último ciclo. Imersões nos
ciclos intermédios são de 1 hora no mínimo. A unidade será ligada e desligada na
seqüência permitida, com imersão no início de cada ciclo quente e frio.
É importante salientar que os testes de TCT e TVT devem ser realizados com a
seqüência estabelecida no fluxograma da Fig. 5.1, em que a prova de pressão, vibração e
todos os outros testes para a qualificação devem ser feitos antes do teste vácuo-térmica.
6.4.3 Resultados dos testes TCT e TVT
Os resultados dos testes TCT e TVT são apresentados pela Fig. 6.25, que estão
relacionados com os ciclos térmicos aplicados ao LHP e seu desempenho térmico
durante a imersão térmica, respectivamente. De acordo com os testes, o LHP apresentou
um comportamento térmico, de acordo com o que se esperava do dispositivo, mostrando
resultados confiáveis no início do funcionamento, em seu desempenho e durante o
tempo que as cargas de calor foram aplicadas ao evaporador capilar.
Erro!
Figura 6.25. Aplicação dos ciclos térmicos no LHP.
164
Pode-se observar que no início dos testes ocorreu uma anomalia na temperatura
e isso foi causado pelo mal-funcionamento do compressor criogênico da câmara a
vácuo.
Porém desde que a câmara não seja aberta e o vácuo não se perca, depois de
solucionar o problema, os testes foram iniciados novamente a partir do ponto que foi
interrompido, sem que isso causasse perda dos dados ou representasse um risco ao
procedimento de qualificação.
Os testes mostraram claramente o potencial do LHP para iniciar sua operação
em ambos os ciclos de alta e baixa temperatura. Durante as 6 horas na imersão térmica,
foi possível observar claramente a operação e o alcance do estado de equilíbrio em
ambas as temperaturas alta e baixa. Tal comportamento está em conformidade com os
requisitos para qualificar plenamente o procedimento tecnológico do LHP.
6.4.4 Desempenho dos testes do LHP no laboratório depois do TCT e
TVT
Após a conclusão da TCT e TVT, o LHP foi colocado novamente na bancada de
testes no laboratório e seu funcionamento foi confirmado mais uma vez. Este
procedimento é necessário para verificar a operacionalidade do LHP antes e após os
testes. Figura 6.26 mostra os resultados deste teste, o que está em conformidade com o
que foi observado durante os testes realizados antes do TCT e TVT, como foi
apresentado anteriormente pelo Fig. 6.23.
165
Figura 6.26. Desempenho do LHP após os testes TVT e TCT.
Através da análise dos resultados dados pela Fig. 6.26, foi possível verificar que
o LHP apresentou resultados relativamente melhores do que aqueles verificados antes
do testes TCT/TVT, pois a temperatura do evaporador a uma carga de calor de 40 W
apresentou-se mais baixa que na Fig. 6.23 e esse detalhe é importante sabendo que
foram avaliados o desempenho e eficácia do dispositivo. Isso comprovou que o LHP
estava totalmente operacional e que seu projeto era bastante robusto para suportar todos
os procedimentos de qualificação formais necessários para a tecnologia em si.
Como resultado, todos os testes de qualificação aos quais o LHP foi submetido
atribuem que todo o ciclo tecnológico estabelecido para esse dispositivo está qualificado
para aplicações espaciais.
Isso pode ser dito, pois todos os procedimentos utilizados para a fabricação de
LHPs foram repetidos à exaustão, tanto na fabricação das peças para o conjunto
evaporador capilar/ câmara de compensação, técnicas de inserção do elemento poroso,
etc. Além disso, os procedimentos de limpeza, purificação do fluido e degasagem
166
comprovaram que são adequados para evitar a geração de gases não condensáveis que
poder vir a prejudicar a operação de LHPs.
Os resultados obtidos indicaram a confiança do desenvolvimento do dispositivo
e os procedimentos de qualificação satisfizeram as exigências estabelecidas para este
projeto. Após ser qualificada a tecnologia de LHP para aplicações de espaciais, também
poderão ser concebidos novos projetos para diferentes aplicações.
6.4.5 Teste de vida do LHP
Testes constantes de laboratório também foram utilizados para certificar os
procedimentos de fabricação e montagem, além dos testes de vida que também foram
realizados voltados para a determinação da vida útil de LHPs. Logo, os testes de vida
resultaram em 10 mil horas de dados experimentais gravados para LHPs operando com
acetona, nos diversos ciclos de taxas de calor administradas ao evaporador capilar, bem
como nas temperaturas de condensação estabelecidas. Sendo assim, é possível calcular
o tempo de vida do dispositivo em órbita a partir de um modelo estatístico dado pela
relação (TOWER, 1977):
[]
)/(
1
2/1
0
2424
TkQ
D
i
t
m
eiti
t
−
=
∑
−∆+= (6.1)
Com base nos resultados experimentais (Riehl e Vlassov, 2004), a Eq. (6.1)
indica um tempo de vida de mais de 12 anos em órbita. Esses resultados são importantes
quando LHPs devem ser utilizados no controle térmico de satélites geo-estacionários
por exemplo, em que sua vida útil é de pelo menos 10 anos.
167
É importante mencionar que o teste de vida acelerado pode ser mais curto ou
mais longo, dependendo dos parâmetros usados para executar o teste, em especial a taxa
de calor e
o
T .
A equação (6.1) é usada como uma orientação para testes de vida acelerada,
porém é importante analisar com o passar do tempo o desempenho do dispositivo com
relação à geração de gases não-condensáveis (GNC). O cruzamento de informações
referentes aos testes de vida acelerados, bem como aos testes de desempenho em
condições de laboratório são importantes para avaliar a geração de gases não-
condensáveis. Da mesma forma, verificações constantes a partir da análise de acetona
utilizada nos LHPs testados, a partir de testes com infravermelho, além da simples
observação da pressão absoluta dos LHPs. Essas informações em conjunto levam a
verificação da geração desses gases que são nocivos à operacionabilidade de LHPs.
Porém, durante toda o desenvolvimento deste trabalho, os resultados obtidos levam a
conclusão de geração mínima desses gases, o que tem sido demonstrado pela operação
dos LHPs dentro da normalidade com mínima variação das temperaturas e pressões ao
longo do tempo.
Sendo assim, a certificação de que a geração de GNC é mínima, o que pode ser
verificada a partir dos testes de análise com infravermelho, bem como verificação das
temperaturas e pressões ao longo do tempo em que os LHPs estavam em operação,
estabelece que a acetona pode ser aplicada em condições de operação em satélites. Isso
traz confiabilidade no que diz respeito ao efeito mínimo de reações químicas entre o
fluido de trabalho e os materiais utilizados para construir os LHPs, podendo representar
longos períodos de operação em condições de órbita.
É importante salientar que esses resultados somente puderam ser obtidos através
de uma certificação dos materiais e processos envolvidos na fabricação dos LHPs, bem
como na metodologia implementada para o desenvolvimento dessa tecnologia. Por se
tratar de um fluido de baixa periculosidade quando comparado com a amônia pode-se
168
concluir que a acetona pode ser utilizada como fluido de trabalho em sistemas de
controle térmico passivo, desde que a compatibilidade com os materiais seja verificada.
Dessa forma, o desenvolvimento dessa tecnologia mostrou-se importante não
apenas no que diz respeito aos dados de testes gerados, mas também com relação a todo
o ciclo tecnológico implementado.
169
7. CONCLUSÃO
O resultado esperado ao final deste projeto foi adquirir conhecimento teórico e
aplicado, através da construção, desenvolvimento, testes, qualificação e homologação
de sistemas tipo LHP para uso espacial. Da mesma forma, objetiva-se a transferência
futura da tecnologia gerada para a indústria nacional, com a finalidade de gerar
fornecedores de sistemas tipo CPL/LHP e tubos de calor.
Pode-se concluir alguns aspectos importantes como:
a)
No desenvolvimento do LHP proposto houve a exaustiva realização de testes
em condições de laboratório para que pudéssemos fazer um levantamento de
dados experimentais, visando avaliar a influência dos GNCs durante a
operação do LHP ao longo do tempo e obter uma base de dados para que
ocorresse a validação do modelo numérico.
b)
A análise crítica dos resultados de desempenho do LHP foi feita durante os 3
anos de Doutorado buscando a otimização do projeto. Com isso, foram
obtidos bons resultados tanto nos testes em laboratório, quanto para testes
voltados a qualificação e vida. É importante salientar que os testes no
laboratório mostraram confiabilidade durante a operação dos ciclos de
potência em que as fontes de calor foram controladas e a potencialidade no
uso da acetona como fluido de trabalho. A melhoria no projeto do
evaporador capilar, principalmente quanto à configuração geométrica das
ranhuras no elemento poroso primário, resultou num ganho bastante
importante para o LHP como um todo.
c)
A elaboração do modelo de simulação utilizando um modelo de perda de
carga hidráulica operando simultaneamente com o modelo térmico, sendo
que ambos trabalhassem de forma interativa aliada às condições de operação
do LHP e fluido de trabalho, foi de grande importância tanto para validá-lo
170
com os resultados experimentais obtidos, como também de base de estudo
para aplicações de conceitos para essa importante ferramenta de projeto.
d)
A apresentação da validação do modelo de simulação com bases nos
resultados experimentais obtidos foi importante pelo fato que o projeto pôde
ser avaliado em maiores detalhes, pois através do modelo foi possível avaliar
o LHP e também em cada componente que o compõem como um todo. Um
outro aspecto importante também é que o modelo tornou-se uma ferramenta
de projeto, sempre buscando condições ótimas de operação para o LHP.
Além disso, pode ser observado que o erro existente entre os resultados
calculados com o modelo e os resultados experimentais foi considerado
pequeno, pois avaliando o erro existente nas leituras dos termopares, pode-se
dizer que a defasagem entre os resultados calculados com relação aos
experimentais está dentro de uma faixa de 8%.
e)
O procedimento da qualificação de LHPs foi feito seguindo as normas
desenvolvidas pela NASA e ESA. Nesse importante processo para qualificar
a tecnologia LHP houve todo um cuidado para certificar o dispositivo, pois
sem qualificação, os dispositivos não podem ser utilizados no controle
térmico de satélites devido ao alto grau de confiabilidade e qualidade que
devem apresentar. Vale lembrar que a avaliação do desempenho do LHP ao
longo do tempo foi feita constantemente, com a finalidade de verificar
qualquer anormalidade na sua operação e, assim, garantir que o mesmo
operasse dentro dos parâmetros definidos no projeto.
f)
A qualificação da tecnologia LHP comprovou que o dispositivo estava
totalmente operacional e que seu projeto era bastante robusto para suportar
todos os procedimentos de qualificação formais necessários para a tecnologia
em si. Todos os procedimentos utilizados para a fabricação de LHPs foram
repetidos exaustivamente, tanto na fabricação das peças para o conjunto
evaporador capilar/ câmara de compensação, técnicas de inserção do
171
elemento poroso, como no procedimento de limpeza e purificação do fluido.
Todos os testes de qualificação aos quais o LHP foi submetido atribuíram
que esse dispositivo está qualificado para aplicações espaciais.
Apesar da complexidade para se obter bons resultados que envolvem um estudo
aprofundando para adquirir conhecimento teórico, experimental e aplicado a todo o
trabalho da tecnologia LHP, o dispositivo oferece uma grande potencialidade para
aplicações futuras tanto na área espacial quanto terrestre.
Para finalizar este trabalho torna-se necessário apresentar alguns trabalhos
futuros, com algumas aplicações e finalidades.
7.1 Trabalhos Futuros
Com o início do estudo da tecnologia LHP, devido à ausência atual no país, essa
linha de pesquisa tornou-se de interesse nacional, uma vez que busca tornar o país
independente neste tipo de tecnologia que hoje é importada.
Seguindo a mesma direção da pesquisa de dispositivos de controle térmico, no
futuro poderão ser investigados os tópicos:
a)
LHPs para aplicações espaciais com fluidos alternativos;
b)
Avaliação de outros materiais para o projeto LHP, que envolve propriedades
do material da tubulação e da estrutura porosa, tamanho de cada componente
e o inventário do fluido de trabalho necessário para o sistema.
c)
Estudo aprofundado da aplicação e operacionalidade da estrutura porosa
secundária.
d)
Aplicações terrestres como LHPs em miniatura.
e)
Desenvolvimento de um modelo transiente de operação do LHP.
172
Transferência futura da tecnologia gerada para a indústria nacional, com a
finalidade de gerar fornecedores de sistemas tipo CPL/LHP e tubos de calor.
173
8. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS
BAKER, C. L.; BIENERT, W. B.; DUCAO, A. S. Loop heat pipe flight experiment. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL SYSTEMS, 28, 1998,
Denver, MA.
Proceedings… Washington: SAE paper #981580, July 13-16, 1998.
BAZZO, E.; RIEHL, R.R. Operation Characteristics of a small- scale capillary pumped
loop,
Applied Thermal Engineering, v- 23, n.6, p.687-705,2003.
BAUMANN, J.; CULLIMORE, B.; AMBROSE, J.; BUCHAN, E.; YENDLER, B.
Methodology for Enveloping Reliable Start- up of Loop Heat Pipes.
Institute of
Aeronautics and Astronautics Thermophysics, p.2000-2285,2000.
BIENERT, W. B.; WOLF, D. A.; NIKITKIN, M. N. The proof-of-feasibility of multiple
evaporator loop heat pipes. In: EUROPEAN SYMPOSIUM ON SPACE
ENVIRONMENT CONTROL SYSTEMS, 6., 1997, Noordwijk, Netherlands.
Proceedings… Noordwijk: ESA, 1997. p. 393. 1997.
CAREY, V.P.
Liquid- vapor phase- change phenomena. 5. ed.Oxford, UK: Taylor &
Francis, 1992.
CHERNYSHEVA, M.A.; VERSHININ, S. V.; MAYDANIK, Y. F. Operating
temperature and distribution of a working fluid in LHP.
International Journal of Heat
and Mass Transfer,
v.50, n.13-14, p. 2704-2713, 2007.
CHUANG, P.Y.A.
An improved steady-state model of loop heat pipes based on
experimental and theoretical analysis. 2003. 271p. PhD Thesis, The Pennsylvania
State University, 2003.
DUTRA, T.; RIEHL, R. R. Analysis of the thermal performance of a loop heat pipe. In:
ASME INTERNATIONAL MECHANICAL ENGINEERING CONGRESS AND
EXPOSITION-IMECE, 2003,Washington, DC.
Proceedings… Washington: ASME,
2003, paper IMECE2003-41248, 2003.
FAGHRI, A. Heat pipe science and technology. 1. ed. Washington, DC: Taylor &
Francis, 1995.
174
FIGUS, C.; BRAY, Y.L.; BORIES S.; PRAT, M. Heat and mass transfer with phase
change in a porous structure partially heated: continuum model and pore network
simulations.
Int. J. Heat Mass Transfer, v. 42, n. 14, p.2557-2569, 1999.
FRANKLIN, S.; KU, J.; SPENCE, B.; MCEACHEN, M.; WHITE, S.; SAMSON, J.
The space technology 8 mission. In: IEEE AEROESPACE CONFERENCE, 2006,
Pasadena, CA.
Proceedings... Pasadena: IEEE, 2006, paper # 1544, 2006.
GERHART, C.; GLUCK, D. Summary of operating characteristics of a dual
compensation chamber loop heat pipe in gravity. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE
CONFERENCE, 11, 1999, Tokyo, Japan.
Proceedings… Tokyo: [s.n], Sept. 12-16,
1999.
HELDEN, P.G.M.V.; OUDEN, M.D.; SANTOS, N.; RIEHL, R.R. Novel loop heat
pipes development for ground and space applications. In: INTERNATIONAL
CONGRESS OF MECHANICAL ENGENEERING-COBEM, 18, 2005, Ouro Preto,
MG.
Proceedings… São Paulo: COBEM, 2005.
HOANG, T.T.; CUMMINGS, S.M.; BAUDAUFF, R.W.; BROWN, M.A. Advanced
loop heat pipes for spacecraft central thermal bus concept. In: INTERNATIONAL
HEAT TRANSFER CONFERENCE, 12, 2002, Grenoble, France.
Proceedings…
Grenoble: [s.n], 2002.
HOLMAN, J.P.
Transferência de calor. 3. ed. Rio de Janeiro. McGraw-Hill, 1983.
INCROPERA, R.P.; DE WITT, D.P.
Fundamentals of heat and mass transfer. 4. ed.
New York: John Wiley &Sons, 1996.
KAYA, T; HOANG, T. Mathematical modeling of loop heat pipes and experimental
validation.
AIAA Journal of Thermophysics and Heat Transfer, vol. 13, n. 3, p. 214-
220, 1999.
KAYA, T.; GODAK, J. Numerical analysis of heat and mass transfer in the capillary
structure of a loop heat pipe
. International Journal of Heat and Mass Transfer, v.
49, p.3211-3220, 2006.
175
KAYA, T.; PÉREZ, R.; GREGORI, C.; TORRES, A. Numerical simulation of transient
operation of loop heat pipes.
Applied Thermal Engineering, v. 28, p. 967-974, 2008.
KIM, J.; GOLLIHER, E. Steady state model of a micro loop heat pipe. In: IEEE SEMI-
THERM SYMPOSIUM, 18, 2002, San Jose, CA.
Proceedings… San Jose: IEEE,
2002.
KLINE, S.J. The purposes of uncertainty analysis.
Journal of Fluids Engineering, v.
107, p. 153-160. 1985a.
KLINE, S.J. Closure to 1983 symposium on uncertainty analysis.
Journal of Fluids
Engineering, v. 107, p. 181-182, 1985b.
KOZMIN, D.; GONCHAROV, K.; NIKITKIN, M.; MAIDANIK, Y. F.;
FERSHTATER, Y. G.; SMIRNOV, F. Loop heat pipes for space mission Mars 96. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 26,
1996, Monterey, California.
Proceedings… Washington: SAE Technical paper #
961602, pp. 1-6, 1996.
KU, J. Operating characteristics of LHPs. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 27, 1999, Denver, Colorado, USA.
Proceedings… Washington: July 12- 15, SAE Technical paper # 99-01-2007, 1999.
KU, J. Overview of capillary pumped loop technology, heat pipes and capillary pumped
loops. In: ASME HEAT PIPES AND CAPILLARY PUMPED
LOOPS, 1993, [S.l].
Proceedings… [S.l]: ASME-HTD, v. 236, p. 1-17, 1993.
KU, J.; BIRUR, G. An experimental study of the operating temperature in a loop heat
pipe with two evaporators and two condensers. In: INTERNATIONAL CONFERENCE
ON ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 31, 2001, Orlando, Florida.
Proceedings… Washington: SAE, 2001a.
KU, J.; BIRUR, G. Testing of a loop heat pipe with two evaporators and two
condensers. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL
SYSTEMS (ICES), 31, 2001, Orlando, Florida.
Proceedings… Washington: SAE,
2001b.
176
KU, J.; OTTENSTEIN, L.; ROGERS, P.; CHEUNG, K. Effect of pressure drop on loop
heat pipe operating temperature. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE CONFERENCE,
18, 2002, Moscow-Kostroma.
Proceedings… Moscow-Kostroma, Russia: [s.n], p. 153-
158, 2002.
KU, J. Thermal performance of capillary pumped loops onboard Terra spacecraft. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL SYSTEMS, 34, 2004,
Colorado Springs.
Proceedings… Colorado Springs, Co: Washington: SAE, paper#
2004-01-2504, 2004.
KURWITZ, C.; BEST, F. R. Experimental results of loop heat pipe startup in
microgravity. SPACE TECHNOLOGY AND APPLICATIONS, INTERNATIONAL
FORUM, 1997, New Mexico.
Proceedings… [S.l.]: AIP, p. 647-652, 1997. v. 387.
LAUNAY, S.; SARTRE, V.; BONJOUR, J. Parametric analysis of loop heat pipe
operation: a literature review.
International Journal of Thermal Sciences. v. 46, p.
621-636, 2007.
LAUNAY, S.; SARTRE, V.; BONJOUR, J. Analytical model for characterization of
loop heat pipes.
Journal of Thermophysics and Heat Transfer, v.22, n. 4, p. 623-631,
2008.
LONG, J. B; Ochterbeck, J. M. Response of loop heat pipes to transient heat loads. In:
IMECE, 1999, Nashville, TN.
Proceedings… Nashville: IMECE, 1999.
MAYDANIK, Y.F.; FERSHATER, Y.G. Theoretical basis and classification oh loop
heat pipes and capillary pumped loops. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE
CONFERENCE, 10, Stuttgart, Germany.
Proceedings… Stuttgart: [s.n], 1997.
MAYDANIK, Y.F.; VERSHININ, S.V.; KORUKOV, M.A. Miniature loop heat pipes-
a promising means for cooling electronics. In: INTERSOCIETY CONFERENCE ON
THERMAL AND THERMOMECHANICAL PHENOMENA IN ELECTRONICS
SYSTEMS, 9, 2004, Las Vegas, NV.
Proceedings… Las Vegas: IEEE, 2004.
MAYDANIK, Y.F. Review loop heat pipe.
Applied Thermal Engineering, v. 25,
p.635-657, 2005.
MORAN, M.J.; SHAPIRO, H.N.
Fundamentals of engineering thermodynamics.
Hoboken, NJ, USA. 5.ed.. John Wiley & Sons, 2006.
177
NIKITKIN, M.N.; BIENERT, W.B. High power cold shock phenomena in loop heat
pipes. In: AIP COFERENCE, 2001, Karpacz, Poland.
Proceedings… [S.l]: AIP, 2001.
v.552, n.1, p. 283-291,
NORTH, M. T.; SARRAF, D. B.; ROSENFELD, J. H.; MAIDANIK, Y. F.;
VERSHININ, S. High heat flux loop heat pipes.
American Institute of Physics, v.387,
n.1, pp. 561-566, 1997.
OTTENSTEIN, L.; NIENBERG, J. Flight-testing of two-phase flow flight experiment.
In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL SYSTEMS, 28,
1998, Danvers. MA.
Proceedings…[S.l.]: SAE, paper #981816, 1998.
PETERSON, G.P.
An introduction to heat pipes. 5.ed. New York,USA: John Wiley &
Sons, 1994.
REAY, D.A.; KEW, P.A.
Heat pipes- theory, design and applications. Oxford, UK:
5. ed. Elsevier's Science & Technology, 2006.
RIEHL, R.R.
Manufacturing and assembling procedures for loop heat pipes. São
José dos Campos: INPE, 2004. 20 p.
RIEHL, R.R.
Working fluid charge procedure for loop heat pipes, capillary
pumped poops and heat pipes. São José dos Campos: INPE, 2004. 9 p.
RIEHL, R.R.
Convective condensation in small diameter channels with and without
a porous boundary. 2000. PhD Thesis, Clemson University, Clemson- SC-USA, 2000.
RIEHL, R.R.
Design and operation of capillary driven two-phase loops as
CPL/LHP. Rio de Janeiro, Brazil: National Institute for Itelectual Property, 2002,
Software Register # 03003.
RIEHL, R.R.; BAZZO, E.; BEDNOV, S.M.; PROKHOROV, Y.M. Proposed loop heat
pipe experiment to be tested at the International Space Station. In: INTERNATIONAL
HEAT PIPE
SYMPOSIUM, 7, 2003, Jeju, Swongipo, Korea. Proceedings… [S.l.: s.n.],
2003.
178
RIEHL, R.R. Comparing the behavior of a loop heat pipe with different elevations of
the capillary evaporator. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 34. Colorado Springs, CO, USA.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2004. paper 2004-01-2510.
RIEHL, R.R. Evaluating the behavior of loop heat pipe with different compensation
chamber configurations. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE CONFERENCE, 13,
2004.
Proceedings… Shanghai-China: [s.n], 2004.
RIEHL, R.R. Extensive development of the loop heat pipe technology. In:
INTERNATIONAL CONFERENCE ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 36,
2006, Norfolk, VA, USA.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2006a. paper 2006-01-2169.
RIEHL, R.R. Analysis of mini-loop heat pipe behavior using nanofluid. In: HEAT
POWERED CYCLES INTERNATIONAL CONFERENCE (HPC), 4, 2006, New
Castle, UK.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2006b. paper 06102.
RIEHL, R.R. Exploring possibilities with the development of the loop heat pipe
technology. In: HEAT POWERED CYCLES INTERNATIONAL CONFERENCE
(HPC), 4, 2006, New Castle, UK.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2006c.
RIEHL, R.R.; SANTOS, N. Performance improvement in loop heat pipe using primary
wick with circumferential grooves. In: INTERNATIONAL CONFERENCE
ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 36, 2006, Norfolk, VA, USA.
Proceedings…
[S.l.]:
SAE, 2006.
RIEHL, R. R; SANTOS, N. Thermal characteristics of a flat evaporator miniature loop
heat pipe. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL
SYSTEMS, 37, 2007, Chicago.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2007.
RIEHL, R. R.; SANTOS, N. Loop heat pipe performance enhancement using primary
wick with circunferential grooves.
Applied Thermal Engineering, v.14, n.15, p. 1745-
1755, 2008.
RIEHL, R. R.; SANTOS, N. Loop heat pipe development overview. In: SPACE
TECHNOLOGY APPLICATIONS INTERNATIONAL FORUM (STAIF), 2008,
Albuquerque, NM USA.
Proceedings… [S.l.]: SAE, 2008. paper #185.
179
RIEHL, R.R.; SIQUEIRA, T.C.P.A. Evaluating loop heat pipes performances regarding
their geometric characteristics. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON
ENVIRONMENTAL SYSTEMS (ICES), 35, 2005, Rome, Italy.
Proceedings…[S.l.]:
SAE, 2005.
RIEHL, R.R.; SIQUEIRA, T.C.P.A. Heat Transport capability and compensation
chamber influence in loop heat pipes performance.
Applied Thermal Engineering,
v.26, n.11, p. 1158-1168, 2006.
RIEHL, R.R.; DUTRA, T. Development of a experimental loop heat pipe for
application in future space missions.
Applied Thermal Engineering, v.25, n.1, 101-
112, 2005.
RIEHL, R.R.; VLASSOV, V.V. CONTER –
Review of existing technology cycles and
processes for fabrication and qualification of two-phase thermal control devices.
São José dos Campos: INPE/ETE-CONTER-D-G-REV-004/2003, 46 p., 2003.
RIEHL, R. R.; VLASSOV, V. V.
Proposal of a universal production and tests
procedures of capillary pumped loop (CPL), loop heat pipe (LHP) and heat pipe
(HP). São José dos Campos: National Institute for Space Research,, 2004. CONTER-D-
G-TRP-007/2004, 42 p.
SANTOS, N.; RIEHL, R. R. Qualification procedures of loop heat pipes for space
applications. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE CONFERENCE, 14, 2007,
Florianópolis, SC. Proceedings… [S.l.]:
SAE, 2007.
SANTOS, N.; RIEHL, R. R. Evaluating the behavior of capillary evaporators during
loop heat pipes operation. In: INTERNATIONAL CONGRESS OF MECHANICAL
ENGINEERING -COBEM 2007, 19, 2007, Brasilia-DF.
Proceedings… Brasília: [s.n.],
2007.
STENGER, F.J.
Experimental feasibility study of water- filled capillary- pumped
heat- transfer loops. Washington: NASA, 1966.
NASA TM X- 1310.
SINGH, R.; AKBARZADEH, A.; MOCHIZUKI, M.; SAITO, Y.; NGUYEN, T.;
KIYOOKA, F.; WUTTIJUMNONG, V. Thermal performance of miniature loop heat
pipe operating under different heating modes.
Thermomechanical phenomena in
electronic system
, art. n°. 1645394, p. 557-562, 2006.
180
SINGH, R.; AKBARZADEH, A.; DIXON, C.; MOCHIZUKI, M.; RIEHL, R.R.
Miniature loop heat pipe with flat evaporator for cooling computer CPU.
IEEE-
Transactions on Components and Packaging Technologies, vol 30, n.1, p.42-49,
2007.
SINGH, R.; AKBARZADEB, A.; MOCHIZUKI, M. Operational characteristics of a
miniature loop heat pipe with flat evaporator.
International Journal of Thermal
Sciences. V. 47, n. 11, p. 1504-1515, 2008.
SWANSON, T.D.; BIRUR, G.C. Nasa thermal control technologies for robotic
spacecraft. In: INTERNATIONAL HEAT PIPE CONFERENCE, 12, 2002, Moscow,
Russia.
Proceedings…Moscow: [s.n.], v.23, n. 9, p. 1055-1065, 2002.
TOWER, L. K.; KAUFMAN, W. B.
Accelerated life tests of specimen heat pipe from
communication technology satellite (CTS) project. Washington: NASA, 1977. TM-
73846, NASA Technical Memorandum.
VASILIEV, L.L. Review Heat Pipes in modern heat exchangers.
Applied Thermal
Engineering. v. 25, n.1, p.1-19, 2005.
VLASSOV, V. V. CONTER –
Research and development program proposal for
2003-2007 years. São José dos Campos: INPE/ETE-CONTER-D-G-EMG-002/2003,
61 p., 2003.
VLASSOV, V.V.; RIEHL, R.R. Modeling of a loop heat pipe for ground and space
conditions. In: INTERNATIONAL CONFERENCE ON ENVIRONMENTAL
SYSTEMS (ICES), 36, 2006, Norfolk, VA.
Proceedings… Norfolk: [s.n], 2006. paper
2006-01-2173.
WATSON, H.; GERHART, C.; MULHOLLAND, G.; GLUCK, D. Steady-state
operation of a loop heat pipe with analytical prediction. In:
ASME HEAT TRANSFER
DIVISON, 2000, [S.l]. Proceedings... [S.l.] : ASME, 2000. v. 3666-4.
181
APÊNDICE A. Propriedades Termofísicas
Todas as propriedades dos fluidos de trabalho utilizadas neste modelo
computacional estão em função de uma dada temperatura de saturação em forma de
equações polinomiais. Tais polinômios foram derivados das propriedades termofísicas
obtidas por Faghri ( 1994).
As propriedades incluem tensão superficial, densidade do líquido, densidade do
vapor,calor latente de vaporização, calor específico do líquido, calor específico do
vapor, viscosidade do líquido, viscosidade do vapor, condutividade térmica do líquido,
condutividade térmica do vapor.
A1. ACETONA
• Tensão Superficial
41138274
8532,4160,1275,9004,1026,0 TeTeTeTeTS ×−×+×−×−=
−−−−
• Densidade do Líquido
352
532,3004,0337,1827,814 TeTTDL ×−×+×−=
−
• Densidade do Vapor
3624
248,4531,1009,0271,0 TeTeTDV ×+×+×+=
−−
• Calor Latente de Vaporização
48342
370,4041,1014,0447,1285,573 TeTeTTCLV ×−×−×+×−=
−−
182
• Calor Específico do Líquido
47342
105,9214,2013,0387,2673,2109 TeTeTTCEL ×−×+×+×+=
−−
• Calor Específico do Vapor
362
469,9740,9830,2530,1217 TeTTCEV ×+×−×+=
−
• Viscosidade do Líquido
3112864
248,9995,2355,4985,3 TeTeTeeVIL ×−×+×−=
−−−−
• Viscosidade do Vapor
31321186
628,6330,5143,2737,7 TeTeTeeVIV ×−×−×+=
−−−−
• Condutividade Térmica do Líquido
264
068,2639,1185,0 TeTeCTL ×−×−=
−−
• Condutividade Térmica do Vapor
285
184,8342,7009,0 TeTeCTV ×+×+=
−−
A2. Amônia
Tensão Superficial
183
274
523,4165,3032,0 TeTeTS ×+×−=
−−
Densidade do Líquido
352
815,6002,0385,1915,636 TeTTDL ×−×+×−=
−
Densidade do Vapor
58463424
406,2697,4745,2262,3010,0150,4 TeTeTeTeTDV ×+×−×+×+×−=
−−−−
Calor Latente de Vaporização
326
265,0536,7663,3661255,1 TTTeCLV ×−×+×−=
Calor Específico do Líquido
2
149,0872,4904,4549 TTCEL ×+×+=
Calor Específico do Vapor
32
001,0243,0582,9792,2546 TTTCEV ×+×+×+=
Viscosidade do Líquido
266
008,0758,1714,176 TTeeVIL ×+×−=
−−
Viscosidade do Vapor
31221086
041,1428,1920,2060,9 TeTeTeeVIV ×−×+×+=
−−−−
184
Condutividade Térmica do Líquido
3826
199,1635,2001,0506,0 TeTeTCTL ×−×−×−=
−−
Condutividade Térmica do Vapor
38264
278,1292,1398,1022,0 TeTeTeCTV ×+×+×+=
−−−
185
APÊNDICE B. Análise de Incertezas
A análise de incerteza é uma poderosa ferramenta para melhorar o valor do
trabalho experimental, e pode ser aplicado em todas as fases de um programa
experimental. Ao utilizar a análise de incerteza, Kline (1985a) destacou cinco usos
específicos:
1.
Fazer valer uma análise completa dos procedimentos experimentais;
2.
Identificar situações em que melhorou instrumentação e / ou procedimentos
são necessários para a obtenção dos resultados desejados com exatidão;
3.
Minimizando dos custos da instrumentação para obter uma determinada
produção exatidão;
4.
A identificação de instrumentos e procedimentos que controlam precisão; e
5.
Informar antecipadamente o momento em que uma experiência não pode
atender aos requisitos de rigor e desejado . Essas experiências podem às
vezes ser reconfiguradas, ou elas devem ser abandonadas.
A utilização da análise de incerteza na fase de análise dos resultados de um
experimento teve início a partir de 1983 e foi o marco no simpósio sobre análise
incerteza patrocinado pela ASME Journal of Fluids Engenharia (JFE), em que duas
conclusões foram obtidas (KLINE, 1985b):
1.
análise de incerteza é um ingrediente essencial no planejamento,
controle, e informação. O importante é que uma análise razoável de
incerteza deve ser feita; e
2.
É particularmente importante que se use análise de incerteza na fase
de análise dos resultados de um experimento no intuito de obter
resultados mais precisos.
186
Neste trabalho em questão foi utilizada a análise de incerteza na obtenção dos
resultados experimentais considerando a precisão de cada instrumento.
No caso da resistência térmica, a incerteza no resultado é dada pela equação
abaixo:
2/1
2
2
2
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
= Q
Q
RT
T
T
RT
T
T
RT
RT
cc
cc
evap
evap
δδδδ
(B.1)
Já no caso do coeficiente de transferência de calor a equação é:
2/1
22
2
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
∂
∂
=
s
s
e
e
T
T
h
T
T
h
Q
Q
h
h
δδδδ
(B.2)
As equações acima foram utilizadas no Capítulo 3, aqui são apresentadas as
derivadas parciais de cada medida indireta considerando a precisão de cada instrumento.
187
ANEXO A. Publicações
Publicações dos seguintes artigos até o momento:
a)
Congressos Internacionais
• Helden, Peter G. M. Van; Ouden, Machiel Den; Santos, N.; Riehl, R. R.,
“Novel Loop Heat Pipes Development for Ground and Space Applications”.
In: 18th International Congress of Mechanical Engineering-COBEM, 2005,
Ouro Preto-MG. Proceedings of the 18th International Congress of
Mechanical Engineering-COBEM. Rio de Janeiro: Associação Brasileira de
Ciências Mecânicas, 2005.
• Roger R. Riehl, Nadjara dos Santos, “Performance Improvement in Loop
Heat Pipe Using Primary Wick with Circumferential Grooves”, 36
th
International Conference on Environmental Systems, Norfolk, VA, July 17-
20, paper # 2006-01-2172, 2006.
• Roger R. Riehl, Nadjara dos Santos, “Evaluating Loop Heat Pipe
Performance Improvement Using Circumferential Grooves”, Heat Powered
Cycles International Conference (HPC), New Castle, UK, paper 06101, Sept
11-14, 2006.
• Santos, N., Riehl, R. R. “Qualification Procedures of Loop Heat Pipes for
Space Applications”. In: 14th International Heat Pipe Conference, 2007,
Florianópolis, SC. 14th International Heat Pipe Conference, 2007. 2007.
• Riehl, R. R, Santos, N. “Thermal Characteristics of a Flat Evaporator
Miniature Loop Heat Pipe”. In: 37th International Conference on
Environmental Systems, 2007, Chicago. 37th International Conference on
Environmental Systems, 2007, 2007.
188
• Santos, N., Riehl, R. R. “Evaluating the behavior of capillary evaporators
during loop heat pipes operation”. In: 19th International Congress of
Mechanical Engineering -COBEM 2007, 2007, Brasilia-DF. Proceedings of
the 19th International Congress of Mechanical Engineering (COBEM), 2007,
2007.
• Riehl, R. R., Santos, N., “Loop heat pipe development overview”, Space
Technology Applications International Forum (STAIF), Albuquerque, NM
USA, Feb 10-14, paper #185, 2008.
• Riehl, R. R., Santos, N., “Loop Heat Pipes and Heat Pipes Technologies
Development and Qualification For Space Applications”, VII Minsk
International Seminar “Heat Pipes, Heat Pumps, Refrigerators, Power
Sources”, Minsk, Belarus, September 8-11, 2008.
b)
Artigo publicado em revista internacional indexada
• Riehl, R. R, Santos, N. “Loop heat pipe performance enhancement using
primary wick with circumferential grooves.” Applied Thermal Engineering,
v. 28, p. 1745-1755, 2008.
PUBLICAÇÕES TÉCNICO-CIENTÍFICAS EDITADAS PELO INPE
Teses e Dissertações (TDI)
Manuais Técnicos (MAN)
Teses e Dissertações apresentadas
nos Cursos de Pós-Graduação do
INPE.
São publicações de caráter técnico
que incluem normas, procedimentos,
instruções e orientações.
Notas Técnico-Científicas (NTC)
Relatórios de Pesquisa (RPQ)
Incluem resultados preliminares de
pesquisa, descrição de equipamentos,
descrição e ou documentação de
programa de computador, descrição de
sistemas e experimentos, apresenta-
ção de testes, dados, atlas, e docu-
mentação de projetos de engenharia.
Reportam resultados ou progressos de
pesquisas tanto de natureza técnica
quanto científica, cujo nível seja
compatível com o de uma publicação
em periódico nacional ou internacional.
Propostas e Relatórios de Projetos
(PRP)
Publicações Didáticas (PUD)
São propostas de projetos técnico-
científicos e relatórios de acompanha-
mento de projetos, atividades e convê-
nios.
Incluem apostilas, notas de aula e
manuais didáticos.
Publicações Seriadas
Programas de Computador (PDC)
São os seriados técnico-científicos:
boletins, periódicos, anuários e anais
de eventos (simpósios e congressos).
Constam destas publicações o
Internacional Standard Serial Number
(ISSN), que é um código único e
definitivo para identificação de títulos
de seriados.
São a seqüência de instruções ou
códigos, expressos em uma linguagem
de programação compilada ou inter-
pretada, a ser executada por um
computador para alcançar um determi-
nado objetivo. São aceitos tanto
programas fonte quanto executáveis.
Pré-publicações (PRE)
Todos os artigos publicados em
periódicos, anais e como capítulos de
livros.
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
