Mini-curso ENCIT 2010 - parte A - LEPTEN - Universidade Federal ...

13º ENCIT – Congresso Brasileiro de Engenharia
e Ciências Térmicas
UFU-Uberlândia
Uberlândia - MG, 05 a 09 de dezembro de 2010
FUNDAMENTOS E APLICAÇÕES DE
TRANSFERÊNCIA DE CALOR COM MUDANÇA A DE
FASE: EBULIÇÃO
E CONDENSAÇÃO
Júlio César Passos
jpassos@emc.ufsc.br
http://energetique-juliocesarpassos.blogspot.com
Universidade Federal de Santa Catarina
Centro Tecnológico
- Departamento de Engenharia Mecânica
LEPTEN/Boiling
Laboratórios rios de Engenharia de Processos de Conversão e Tecnologia de Energia

Sumário
Introdução
Aspectos históricos
Aplicações
Curva de ebulição
Regimes de ebulição
Critérios de estabilidade
Fundamentos da nucleação
Influência de diferentes parâmetros
Correlações para a ebulição nucleada
Mecanismos físicos de intensificação
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Motivação geral
Menor consumo de energia/PIB
Difusão mundial de sistemas
portáteis
teis
compactos
miniaturas
Ex.: Consumo de eletricidade de:
a) PCs de bancada: 100 a 300 W
b) Lap Tops: 30 W
Conseqüências:
Aumento do fluxo de calor dissipado
nos microprocessadores eletrônicos.
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Desafios tecnológicos
Intensificação da transferência de calor
1) Em escoamento monofásico (líquido)
Aumento do fluxo de calor dissipado em dispositivos
microeletrônicos
( PCs, , Servidores, Diodo de LASER)
em 2003 parecia impossível chegar a 200 W/cm 2
hoje (2006), parece ser uma meta alcançá
çável
desafio para esta década: d
600 a 1000 W/cm 2
Dispositivos de novas tecnologias que requerem resfriamento
(*) Kandlikar (2006), pp. 87-90, in Kandlikar et al. (2006), “Heat Transfer and Fluid Flow in
Minichannels and Microchannels”, Ed., Elsevier)
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Motivação: CF em Microcanais (1)
Microcanais ( 10μm m < D ≤ 200μm m )
Minicanais ( 200μm m < D ≤ 3mm ) (*)
(*)
Kandlikar e King (2006), p. 3, in Kandlikar et al. (2006), “Heat Transfer and Fluid
Flow in Minichannels and Microchannels”, Ed., Elsevier)
• Escoamento Monofásico (líquido)
• Micro-bombas, Micro-válvulas e micro-sensores,
• Ciências biológicas e da vida (Materiais: proteínas,
DNA, células, c
embriões e reagentes químicos)
• Microeletromecânica – resfriamento de espelhos de
sistemas de LASER de alta potência.
• Engenharia biomédica e genética
– exigência de
controle de transporte de fluidos em passagens
estreitas (da ordem do μm)
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Desafios aos pesquisadores
Intensificação da transferência de calor
1) Em escoamento monofásico (líquido)
• Validação experimental das equações de transporte
para escoamentos laminar e turbulento
• Verificação da transição laminar-turbulento para
escoamentos em micro-escala
• Análise do efeito da elevada rugosidade relativa:
transição laminar-turbulento, coeficientes de atrito
e de transferência de calor
• Verificação das constantes empíricas derivadas de
experimentos em macro-escala
Gad-el
el-Hak
(1999), in Kandlikar (2006), defende o tratamento como Meio
Contínuo, nuo, com os resultados da teoria clássica, para fluidos como a Água para
canais com D> 1mm.
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Ebulição convectiva
• Algumas aplicações industriais
• Evaporadores de sistemas de condicionamento de ar
automotivos
• Canais de alumínio
extrudado com diâmetros < 1mm
já são aplicados em condensadores com mini-canais
• O calor latente de vários v
fluidos refrigerantes encontra-se
na faixa de 150 a 300 kJ/kg, para temperaturas em torno
de 30 a 50 o C e podem apresentar, em ebulição convectiva
em micro-canais, canais, coeficientes de transferência de calor
comparáveis aos da água em Convecção Forçada
monofásica.
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Coeficientes de transferência de calor
Ar
Líquidos com
Flúor
or-C
Água
Convecção
Natural
Ar
Líquidos com
Flúor
or-C
Água
Líquidos com
Flúor
or-C
Convecção
Forçada
Monofásica
Ebulição
Água
1 10 10 2 10 3 10 4 10 5 10 6 (W/m 2 K)
(in Yang et al., Journal of Heat Transfer-ASME, Vol. 131, pp. 091001-1-10, 2009.)
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Fluxos de calor versus ΔT
(in Bonjour (1996), thèse INSA-Lyon-France)
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Histórico
LEIDENFROST (Alemanha - 1756)
publica os resultados de suas observações sobre o
comportamento de uma gota d’água sobre uma placa aquecida,
em que o processo de vaporização é retardado por causa de
uma camada de vapor que mantém a gota isolada da placa.
JAKOB et FRITZ (Alemanha - 1931)
realizam os primeiros estudos sobre o efeito da rugosidade
sobre o coeficiente de transferência de calor por ebulição.
NUKIYAMA (Japão - 1934)
publica resultados na forma de uma curva, chamada de curva
de ebulição, e infere a existência do regime de ebulição de
transição.
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Motivações de engenharia
• Transferência de grandes fluxos de calor com
pequenas diferenças de temperatura ( ΔT=T parede -T sat )
• Refrigeração e condicionamento de ar
• Trocadores de calor compactos
• Controle térmico (em diversas aplicações)
• Processos de conversão de energia (Geração Termosolar,
etc. )
• Dessanilização de água
• Segurança de reatores nucleares
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Exemplo
Enunciado do Problema: Calcular as temperaturas de superfície na base das aletas, na
entrada e na saída do microcanal, de um mini trocador de calor para se resfriar um microprocessador
de computador que dissipa 100 W em uma superfície cuja área mede 10 mm x 10
mm. Cada microcanal tem seção transversal com largura a=50μm, altura b=350μm e
espaçamento entre microcanais s=40mm. Considerar a temperatura de entrada da água 35ºC e
uma variação máxima de 10ºC. (in Kandlikar et al. (2006) Cap. 3)).
.
q 100
6 2
q" micr . proc.
= = = 10 W / m = 100W
/ cm
2
A (0,010)
m q
kg s
l
= 100 −
= = 2,39.10
3
c ΔT
(4179)(10)
/ m
m
l
−5
= = 2,15.10 kg /
c n
s
;
p
Aletas
Microprocessador
1 n=111
q”
.
2
a
?
b
Seção dos
microcanais
Escoamento de água
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ab
= 2 = 87,5x10
−
D h
6
( a + b)
Exemplo (cont.)
m
−6
−5
mcDh
(87,5x10
)(2,15x10
)
ReD
=
h
−6
−6
Acμ
[(50x10
)(350x10
)](655x10
= − 6
)
= 164
Esc. Laminar
Comprimentos de entrada
Hidrodinâmico:
Térmico: (Pr=4,33)
L
= 0 ,05Re D = 0, mm L = 0 ,1Re Pr D = 6, mm
eh Dh h
72
et Dh h
21
Trata-se de um problema de escoamento laminar com
COMPRIMENTO DE ENTRADA TÉRMICOT
RMICO!
Aproximando ao caso de um problema de
Camada Limite Completamente Desenvolvida
Nu
hD
= k
h
=
Dh , 3
6,57
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Exemplo (cont.)
h
=
Nu
D
h
k
D h ,3
3 2
= 47,4x10
W
/ m
K
;
η Aleta
= 0,67
q
= q
100
=
−6
(2b
+ a)
nL (2(350x10
)(0,67) + (50x10
−
" η 6
Aletas
))(111)(0,01)
=
=
3 2
173x10
W / m
3
3 2
= 137,7x10
W m K h saída
= 47,9x10
W / m K
2
h entr .
/
T
o
o
.
= 36, C
Tentr. = 48, 6 C
entr
3
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Curva de ebulição
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A curva de ebulição (curva de Nukiyama)
q˝(W/m 2 )
q˝máx. =q˝crít.
E
(fluxo de calor imposto)
G
D
C
B
F
AB – convecção natural
B – início da ebulição
CE – ebulição nucleada
EF – ebulição de transição
FG – ebulição em película
A
(T p -T sat ) (K)
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A curva de ebulição (curva de Nukiyama)
q˝(W/m 2 )
q˝máx. =q˝crít.
4
(fluxo de calor imposto)
E
G
3
D
5
6
1
C
2
A
1 2 3 4 5 6
B
F
AB – convecção natural
B – início da ebulição
CE – ebulição nucleada
EF – ebulição de transição
FG – ebulição em película
(T p -T sat ) (K)
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O experimento de Nukiyama (1934)
V
i = R(T)
ΔT = ( T p
–T sat
)
i
V
T
Barra de
cobre
Água
àT sat
q mí n
q máx
q
Ebulição livre
(“Pool boiling”)
Fio de
Platina
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Regime de ebulição nucleada
q˝(W/m 2 )
q˝max.
=q˝crit.
E’
E
Bolhas "coalescidas’’
(próximo ao fluxo de calor crítico)
Bolhas
coalescidas
D
?
Bolhas
isoladas
A
C
B
ΔT sat
(T p
-T sat
) (K)
q
MB
= 0,11ρ
h
v
lv
1ª Transição CD-DE’: Correlação de Moissis-Berenson
(θ: ângulo de contato, em graus)
θ
0,5
⎛ σg
⎜
⎝ ρ l − ρ v
⎞
⎟
⎠
1
4
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d ( δθ )
dt
δq
e
=
δθ =
Condição de estabilidade (1)
ρVc
Balanço térmico
( )
T sat q i
p
ρcV
= S q e
−q
i
q T dt
p
e
θ = θ 0
+ δθ
[( δq
e − δq
i ) + (q e 0
− q i )]
0 qe
= qe0
+ δqe
∂q
q
i
i
= qi
0
+ δqi
δθ δq
i = δθ
∂θ
S ⎡∂q
e ∂q
i ⎤
=
dt
Vc
⎢ −
ρ
⎥
∂ q ∂
⎣ ∂θ ∂θ
e q i
⎦
〈
∂ θ ∂ θ
⎡ S ⎛ ∂q
e ∂q
i ⎞⎤
⎢ ⎜ − ⎟⎥t
⎣ρVc
⎝ ∂θ ∂θ ⎠⎦
in K. Stephan (1965, 1992)
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S
∂q
e
=
∂θ
d(
δθ)
δθ
exp
Líquido
em repouso
dT
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Condição de estabilidade (2)
Fluxo de calor imposto
∂
q e
∂θ
=
0
<
∂qi
∂θ
q i
q i
q e
=cte
q e
=cte
Tp
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Condição de estabilidade (3)
Temperatura da parede imposta
T ∞
T sat
q i
q e
Líquido
em repouso
∂q
e
∂θ
= −h
e
∂q
i
〈
∂θ
q
e
= −h
e
(T
p
−
T
∞
)
In Stephan (1965, 1992)
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Condição de estabilidade (4)
Estável nos pontos “a” ou “c”
q i
q i
a
b
c
q e
Controle de
T p
T p
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Visualização da ebulição
• Ebulição livre (em “piscina”)
• Ebulição em convecção forçada
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Visualisação
(1)
Ebulição nucleada do n-Pentane, p atm , T sat =35,8 o C,
sobre um disco de cobre
T p = 54°C
q˝ = 40kW/m 2
T p = 56,3°C
q˝ = 100kW/m 2
in E.M. Cardoso, 2007, LEPTEN/Boiling - UFSC
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Visualisação
(2)
Regime
de ebulição
Nucleada
Regime de
Transição
Imagens extraídas do filme: “Les mécanismes de l’ébullition”, SFS-France
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Visualisação
(3)
Efeito da aceleração da gravidade
p atm
g=9,8 m/s 2
p atm
μg
(in Snyder et Chung, 2001)
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Regime
de ebulição em Película
Visualisação
(4)
Instabilidades
de Taylor
Imagens extraídas do filme: “Les mécanismes de l’ébullition”, SFS-France
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Comportamento organizado e caótico durante a
ebulição em película do FC-72 sobre um fio
(t) (t+ 0,067 s)
Fio de Cr-Ni (T fusão
=1400 o C), d= 510 μm, imerso em FC-72, a 1 atm (T sat
=56 o C), (T fluido
=25 o C),
Univ. do Texas, Arlington
Hong et al., Journal of Heat Transfer, May 1997, Vol. 119, p. 207.
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A- Ebulição
Nucleada
B- Ebulição
em Película
Ebulição em
Convecção forçada
p= 1,5 bar;
ΔT e
=24,7 o C
G=218 kg/m 2 s
q˝=121 kW/m 2
(=41 % q˝crít
)
Câmera rápida:
1000 quadros/s
Visualisação
(6)
B
A
Imagens extraídas
de Passos (1989, 1990)
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LIMITES PARA UM PROJETO DE
UM SISTEMA COM EBULIÇÃO
1- Início da ebulição
–
nucleação heterogênea
(ONB-Onset Nucleate Boiling, ΔT( o C), q ONB (W/m 2 ))
2- Fluxo de Calor Crítico
(CHF-Critical Heat Flux, q CHF (W/m 2 ))
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Os dois pontos necessários para um
projeto de engenharia
q˝(W/m 2 )
q˝max. =q˝crit.
q˝crit. , Fluxo de Calor Crítico - CHF
G
E
D
F
C
B
ΔT sat , Superaquecimento da parede
para o início da ebuliçào
BC: : Nucleação
A
ΔT sat (T p -T sat ) (K)
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13º ENCIT – Congresso Brasileiro de Engenharia
e Ciências Térmicas
Universidade Federal de Uberlândia - Uberlândia - MG,
05 a 09 de dezembro de 2010
FUNDAMENTOS E APLICAÇÕES DE
TRANSFERÊNCIA DE CALOR COM MUDANÇA A DE
FASE: EBULIÇÃO E CONDENSAÇÃO
(2ª aula)
Júlio César Passos
jpassos@emc.ufsc.br
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Universidade Federal de Santa Catarina
Centro Tecnológico
- Departamento de Engenharia Mecânica
LEPTEN/Boiling
Laboratórios rios de Engenharia de Processos de Conversão e Tecnologia de Energia

Processos característicos da ebulição
Menisco
Ângulo
de
contato
Características
perto da parede
Micro e
Macro
camadas
Características da
superfície aquecida
Rugosidade
Densidade
de sítios de
Nucleação
Tirantes
de vapor
sob as
bolhas
Tensão
superficial
Densidade
de sítios
Fluido
Propriedades térmicas do fluido
Colunas
de vapor
Parede aquecida
Características
longe da parede
Cogumelos
de vapor
Propriedades térmicas da parede
Geometria
Forma
Espessura
Orientação
da parede
Bolhas
discretas
Interface parede-fluido
in, Calka et Judd, IJHMT, vol. 28, p. 2331-2342, 1985
21/128

h lv
G v
ρ v
σ :
φ l
φ v
: Calor
Nomenclatura adotada
latente de vaporização,
kg
:Massa específica do vapor,
3
m
J
Tensão superficial,
2
m
=
:Potencial
:Potencial
N
m
J
kg
kg
: Velocidade mássica do vapor,
2
m s
químico da fase líquida,
químico da fase vapor,
J
kg
J
kg
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Definição de Nucleação
Nucleação é a formação “de um conjunto
de moléculas (clusters)”de uma segunda fase
no interior de outra.
Tipos de nucleação:
• Homogênea: formação de uma
interface vapor-líquido (bolha) no
interior de um líquido puro superaquecido.
• Heterogênea: formação de um embrião de
vapor em uma interface sólidos
lido-líquido.
(Carey (1992), Cap. 6; Kandlikar e Dhir (1999))
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Superaquecimento do líquidol
(condição sine qua non para o início da ebulição)
ΔT
sat
=
T
l
−T
sat
≥
2σTsat
ρ h r
v
lv
A dedução desta equação depende das
equações fundamentais da NUCLEAÇÃO.
Nas quatro próximas transparências serão
apresentadas as três equações fundamentais da nucleação!
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Equações fundamentais
da nucleação
• Eq. (1) de Clausius-Clapeyron
• Eq. (2) de Young-Laplace
• Eqs. (3) de Thomson
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Eq. (1) da nucleação
Equação de Clausius-Clapeyron
Equações de Gibbs-Duhem
para cada fase
2
p = cte
1
dφv
=
dφl
=
dφ =
v
dp
dT
T = cte
vvdp
− svdT
vldp
− sldT
dφ
l
=
s
v
v
v
− s
−
v
l
l
Da 1 a Lei da
termodinâmica
δq = dh − vdp =
dp
dT
=
T
sat
h
lv
0
( v − v )
v
Tds
Equação de Clausius-Clapeyron
l
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p
T
Eq. (2) da nucleação
Equação de Young-Laplace
v
Estado metaestável
do líquidol
σr 1
dψ
p l dA
σr 2
dφ
dA=r 1
r 2
dψdφ
p
v
− p
l
⎛
= σ
⎜
⎝
1
r
1
−
1
r
2
⎞
⎟
⎠
σr 2
dφ
dφ
dψr 1
r 2
σr 1
dψ
p
r 1
=r 2
=r
v
− p
l
=
2σ
r
líquido
r
vapor
p v dA
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Eqs. . (3) da nucleação
Equações de Thomson
(comparação de p l (T,r) et p v (T,r) com a pressão
de vapor em uma interface plana)
p
v
=
p
0
⎛
− ⎜
⎝
ρ
l
ρ
v
− ρ
v
⎞
⎟
⎠
2σ
r
p
2σ
r
r
p o
(T) p v
(T,r)
p l
(T,r)
p
l
=
p
0
⎛
− ⎜
⎝
ρ
l
ρ
l
− ρ
v
⎞
⎟
⎠
2σ
r
⎛
⎜
⎝ ρ
l
ρ
l
− ρ
v
⎞
⎟
⎠
2σ
r
T sat
(T sat
+ ΔT)
T
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Superaquecimento do líquidol
p
l
=
p
0
⎛
− ⎜
⎝
ρ
l
ρ
l
− ρ
v
⎞
⎟
⎠
2σ
r
dp
l
dT
=
dp
dT
0
−
d
dT
⎡⎛
⎢⎜
⎢⎣
⎝
ρ
l
ρ
l
− ρ
v
⎞
⎟
⎠
2σ⎤
⎥
r ⎥⎦
Integrando entre T sat
e (T sat
+ ΔT)
ΔT
sup
=
T
l
−
T
sat
≥
2σTsat
ρ
v
h
lv
r
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Superaquecimento de uma parede “bem” lisa
Neste caso, a nucleação heterogênea é similar à
nucleação homogênea.
Aumento da temperatura da parede
até 135,7 o C até surgir a
primeira bolha de vapor.
136 o C (80 o C de superaquecimento)
formação das primeiras bolhas de
vapor: (ONB – início da ebulição)
FC-72 à 25 o C
T sat (p atm )=56 o C
Chen et al.,IJHMT, vol. 46, 2006
J
0,5
24 3
40
σ
= 1,44.10
2
2
⎛ ρ σ ⎞
⎜
l
⎟
3
⎝ M ⎠
⎛ Pl
η = exp
⎜
⎝
⎛ −1,213.10
exp⎜
⎝T
− P ⎞
sat
( Tl
)
⎟
ρlRTl
⎠
⎞
[ ηP
( ) − ] ⎟⎟ sat
Tl
Pl
⎠
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Superaquecimento
de uma parede
“bem” lisa
A nucleação
heterogênea é similar
à nucleação
homogênea
(Carey (1992), Cap. 6)
Vista lateral
das bolhas
Vista inferior
das bolhas
Chen et al.,IJHMT, vol. 46, 2006.
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Limite do superaquecimento do FC-72
sobre uma parede “bem” lisa
=136ºC
Chen et al.,IJHMT, vol. 46, 2006
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Ciclo de bolhas
T v
Líquido
superaquecido
T ∞
líquido frio
2,5 o C/cm
t=0
T p
germe de
vapor
Micro camada
Líquido
superaquecido
T∞
Líquido
superaquecido
t= t partida
2,5ms/cm
Temperatura no
interior de uma
bolha de vapor
t=t espera
T p
germe
de vapor
t espera
+ t crescimento
= t partida
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Modelos e correlações para
a crise de ebulição (CHF(
CHF)
• de Zuber
• de Kutateladze
• Efeito do sub-resfriamento
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O fluxo de calor crítico
Modelo de Zuber (1959)
• Representa o limite de operação
no regime de ebulição nucleada
• Nomenclatura:
• Fluxo de Calor Crítico (“CHF - Critical Heat Flux”)
(líquido sub-resfriado ou a baixos títulos de vapor)
• “Burnout” (termo antigo); Crise de ebulição
• Secagem da parede (“dryout”)
• (título de vapor elevado, em ebulição convectiva)
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O modelo de Zuber para o CHF (1)
q
máx
1
0,5
0,
ρ [ v hlv
σg( ρl
− ρv
)]4
, Z = 131
Condições do problema
• Ebulição livre, ou em “piscina”
• Sobre uma placa aquecida plana horizontal infinita
• Superfícia aquecida da placa voltada para cima
• Líquido na temperatura de saturação, T liq =T sat (p liq )
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O modelo de Zuber (2)
Postulado
O fenômeno de crise de ebulição (fluxo de calor
crítico) para a ebulição livre sobre uma placa
plana horizontal infinita resulta das
instabilidades hidrodinâmicas de
Taylor e de Helmholtz.
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O modelo de Zuber (3)
g r
u v
u v
λ Η
u líq
q˝
λ Τ
Colunas de vapor formadas
pela seqüência de bolhas
que saem da parede, próximo
do Fluxo de Calor Crítico.
Idéia chave
Interação entre as
instabilidades de
Taylor e de Helmholtz
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A instabilidade de Taylor (1)
a
a’
η
Fluido mais leve
U
U’
Fluido mais pesado
g
w, w’
z
y
v, v’
x, u, u’
η= η(x, y, t)
V = (U + u) i + v j + w k
V' = (U'+ u') i + v' j + w' k
ρ (ω + U m 1 ) 2 cot h (a L o ) + ρ' (ω + U' m 1 ) 2 cot h (a' L o ) = σ L o 3 - (ρ - ρ') L o g
Freqüência de oscilações da interface
m
1
=
2π
λ
1
m
2
=
2π
2 2 2
,
λ
2
L = m +
o
1
m
2
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A instabilidade de Taylor (2)
U = U’= 0
a
a’
∞
∞
ω
( ρ − ρ'
)
( ρ + ')
3
2 σL
o −
=
ρ
gL
o
λ
λ
*
1
=
λ
1
2
=
⎡
2π⎢
⎣
*
2 = π⎢
g
σ
( ρ − ρ'
)
⎡ 3σ
⎤
2
( ')
⎥
⎣ ρ − ρ ⎦
1
2
g
⎤
⎥
⎦
1
2
λ
λ 1
λ 1
∗
λ 1
*
* *
≤ λ λ
1 T ≤ 2
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A instabilidade de Helmholtz
interface
U
U’
g
v, v’
w, w’ z
y
u, u’
x,
a a’
ω = −m
1
⎡
⎛
⎢
ρU
+ ρ'
U' ⎞
⎜ ⎟ ±
⎢
⎣
⎝ ρ + ρ'
⎠
m
σL
2
1
3
o
( ρ + ρ'
)
−
ρρ
⎤
2
'( U − U' )
( ) ⎥ ⎥ 2
ρ + ρ'
⎦
m 1
= L o
= m H
ρ=ρ líq’
; ρ’= ρ v
U’=u v
; U= - u líq
m
2
1
σL
( ρ + ρ'
)
2
'( U − U' )
( ρ + ρ ) 2
3
o ρρ
≥
'
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O modelo de Zuber (4)
λ
H
=
2πR
=
2π
λ
T
4
=
πλ
2
T
u u
v
v
u
λ líq
Η
λ Τ
u
v
=
⎛
⎜
⎝
σm
ρ
v
H
⎞
⎟
⎠
1
2
⎛
⎜
⎜
⎝
ρ v u v = ρ líq u líq
2
Da instabilidade de Helmholtz
ρ
v
(
2
)
3
πR
u = ρ ⎜ πR
2f
v
v
⎛
⎝
4
3
⎟
⎠
⎞
ρ
ρ
líq
líq
+ ρ
v
⎞
⎟
⎟
⎠
1
u
v
=
4R = λ T
8
3
Rf
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=
2
3
λ
T
f

O modelo de Zuber (5)
q
i crít
=
h
lv
G
v
G =
( Número de bolhas por célula por período)( Número de células)( Massa de uma bolha)
Área da superfície aquecida
G
v
=
2
τ
⎛
⎜
⎜
⎝
λ
S
2
T
⎞
⎟
⎟
⎠
1
S
⎛
⎜ρ
⎝
v
.
4
3
πR
3
⎞
⎟
⎠
=
π
24
ρ
v
λ
τ
T
=
π
24
ρ
v
λ
T
f
q
i crít
=
h
lv
π
24
ρ
v
λ
T
f
=
π
16 ρ
v
h
lv
u
v
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O modelo de Zuber (6)
q i crít
π
= ρ
16
v
h
lv
⎛ 2πσ
⎜
⎝ λ Hρ
v
⎞
⎟
⎠
1
2
⎛
⎜
⎝
ρ
ρ
líq
líq
+ ρ
( A.B) ≤ q ≤ 0,157. ρ h ( A.B)
0,119.
ρ vh
lv
i
v lv
A =
q i crít
⎡σg
⎢
⎢⎣
1
( ρ − ρ ) ⎤ 4
líq
ρ
2
v
= 0,131.h
lv
ρ
v
v
⎥
⎥⎦
⎛ σg
⎜
⎜
⎝
crít
⎡
B = ⎢
⎢⎣
ρ
1
ρ
líq
v
líq
+ ρ
⎞
⎟ ⎟ ⎠
1
2
v
⎤
⎥
⎥⎦
1
2
1
( ρ − ρ ) ⎞ 4 ⎛ ρ ⎞ 2
líq
ρ
2
v
v
⎟
⎟
⎠
⎜
⎝
ρ
líq
líq
+ ρ
v
⎟ ⎟ ⎠
Condições
Água
Álcool etílico
p ≤ 205 bar
Incerteza
±14%
(Zuber et Tribus, 1958; Zuber, 1959)
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A correlação de Kutateladze para o
fluxo de calor crítico (1)
−ρ
v
Análise dimensional
( V ⋅∇) V +ρ ( V ⋅∇) V =∇( p −p
) + ( ρ −ρ
)g
v
v
líq
líq
líq
v
líq
líq
v
p
v
−
p
líq
⎛
= σ
⎜
⎝
1
R
1
+
1
R
2
⎞
⎟
⎠
u v`= u v /u vcrít , x`=x/l , u líq`=u líq /u crit , Δp`= (p v – p líq ) / (σ/l )
−
u
v
∂ u v `
`
∂ x `
+
...
+
⎡
⎢
⎢
⎣
ρ
ρ
líq
v
u
u
2
v
2
crít
crít
⎤
⎥ u
⎥
⎦
líq
∂ u líq
`
∂ x `
`
+
...
=
⎡
⎢
⎢⎣
l ρ
v
σ
u
2
crít
⎤
⎥
⎥⎦
∂
( Δ p `) ⎡ ( ρ líq − ρ v )
∂ x `
+
⎢
⎣
ρ
v
⎤ ⎡
⎥ ⎢
⎦ ⎢⎣
u
g l
2
crít
⎤
⎥
⎥⎦
[Número de WEBER] − 1
Número de FROUDE
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A correlação de Kutateladze (2)
⎡
o⎢
⎢⎣
lρ
v
σ
u
2
crít
⎤
⎥
⎥⎦
=
⎡
o⎢
⎢⎣
( ρ − ρ )
líq
ρ
v
u
v
2
crít
gl
⎤
⎥
⎥⎦
=
o(1)
l
=
σ
2
ρ v u crít
( ρ − ρ )
σ g líq v
⎡σg( ρ ) 4
líq − ρ v ⎤
= o(1)
ρ
2 u crít = K⎢
⎥
2
u
⎢ ρ
v v ⎥
4
crít
⎣
⎦
1
qi
crít
=
ρ
v
u
crít
h
lv
q i crít
=
Kρ
v
h
lv
⎡σg
⎢
⎢⎣
1
( ρ − ρ ) ⎤ 4
líq2
v
v
ρ ⎥ ⎥ ⎦
K = 0,16
(Kutateladze, 1948)
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Valores de fluxo de calor crítico
Fluido [p(bar); T sat ( o C)]
q˝(W/cm 2 )
FC-72 (1 bar; 56,6 o C)
HFC-R-134a (1,30 bar; -20
o C)
HFC-R-134a (2,94 bar; 0 o C)
HCFC-R-22 (1 bar;-41
o C)
HCFC-R-22 (2,2 bar; -22,5
o C)
Água (1 bar; 100 o C)
Água (2,47 bar; 127 o C)
Água (61,2 bar; 277 o C)
15,3
27,0
34,3
26,4
34,6
110,8
157,6
395,1
50/108
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Efeito da pressão sobre o fluxo de
calor crítico
q˝(W/m 2 )
p (Pa)
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Efeito do sub-resfriamento do líquido l
sobre o fluxo de calor crítico
B
=
q
"
crít
C
o
( ρ − ρ )
⎛σg
líq v
⎞
= 0,16. ρvh
⎜
⎟
lv
1
2
⎝ ρv
⎠
⎛ ρl
⎜
⎝ ρv
⎟ ⎞
⎠
m
Ja
Ja
1
4
=
( + B)
Número de Jakob
c
pl
( T −T
))
sat
h
lv
l
Kutatladze (1952) → Co = 0,065; m =
Ivey e Morris (1962) → Co = 0,1; m =
0,8
0,75
(in Carey (1992), Cap. 8, p. 300)
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Efeito do sub-resfriamento do líquido l
sobre o fluxo de calor crítico
Correlação de Zuber-Tribus-Westwater (1961)
q
"
crít
( ρ − ρ )
⎛σg
líq v
⎞ 4
= 0,16. h ⎜
⎟
lvρv
1
2
⎝ ρv
⎠
1
( + B)
B
1/ 4
[ ] ( )
( 5,32/ ρ ) ( − )
v hlv
g ρ ρ
l v / σ kl
[ ( − ) ]
2
σ ρ ρ ρ
p
=
1/ 8
g
l
v
v
c
ρ
l
1/ 2
( T
sat
−T
l
)
(in Carey (1992), Cap. 8, p. 300)
para T sat =T l ; B=0
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13º ENCIT – Congresso Brasileiro de Engenharia
e Ciências Térmicas
Universidade Federal de Uberlândia - Uberlândia - MG,
05 a 09 de dezembro de 2010
FUNDAMENTOS E APLICAÇÕES DE
TRANSFERÊNCIA DE CALOR COM MUDANÇA A DE
FASE: EBULIÇÃO E CONDENSAÇÃO
(3ª aula)
Júlio César Passos
jpassos@emc.ufsc.br
http://energetique-juliocesarpassos.blogspot.com
Universidade Federal de Santa Catarina
Centro Tecnológico
- Departamento de Engenharia Mecânica
LEPTEN/Boiling
Laboratórios rios de Engenharia de Processos de Conversão e Tecnologia de Energia

Análise da influência dos
diferentes parâmetros
na ebulição nucleada

Regime de ebulição nucleada
q˝(W/m 2 )
q˝max.
=q˝crit.
E’
E
Bolhas "coalescidas’’
(próximo ao fluxo de calor crítico)
Bolhas
coalescidas
D
?
Bolhas
isoladas
A
C
B
ΔT sat
(T p
-T sat
) (K)
q
MB
= 0,11ρ
h
v
lv
1ª Transição CD-DE’: Correlação de Moissis-Berenson
(θ: ângulo de contato, em graus)
θ
0,5
⎛ σg
⎜
⎝ ρ l − ρ v
⎞
⎟
⎠
1
4
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Efeito da orientação da superfície em
relação ao vetor g
Para fluxos de calor baixo e moderado,
um aumento do ângulo de inclinação θ
causa a intensificação da ebulição
(aumento do coeficiente de transferência de
calor).
Eau, p atm
Para fluxos de calor elevados
(ebulição desenvolvida) os mecanismos
Associados aos movimentos das bolhas são
menos importantes.
Transferência de calor dominada pela
vaporização.
in, Nishikawa et al.,"Effect of surface configuration on
nucleate boiling heat transfer", IJHMT, vol. 27(9),
pp. 1559-1571, 1984.
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Influência do estado da superfície
sobre a ebulição nucleada
(três próximas transparências)

Efeito do modo de preparação das
superfícies
Luke et Gorenflo (2000) As características da
transferência de calor em ebulição nucleada podem ser
diferentes de acordo com os procedimentos de preparação
das superfícies, mesmo possuindo as mesmas rugosidades.
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Efeito da rugosidade
Um aumento da rugosidade desloca a curva de ebulição
para a esquerda, menores superaquecimentos.
Efeito da rugosidade sobre o
coeficiente
de transferência de calor
Fluido: Água
in, Wen et Wang, IJHMT, vol. 45(8), 1739-1747
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Efeito da molhabilidade
Variação da tensão superficial
e do ângulo de contato com a
concentração de surfactantes.
Efeito da concentração de SDS sobre
o coeficiente de transferência de calor.
Surfactantes testados: SDS, Triton X-100 et Octadécylamine
Fluido: Água
in, Wen et Wang, IJHMT, vol. 45(8), 1739-1747
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Efeito da molhabilidade
Ângulo de contato sobre um tubo de 6 mm de diâmetro
em Aço CrNi.
À esquerda: superfície polida, com uma película de
Teflon de 22 μm;
Efeito do ângulo de
contato sobre o fluxo crítico
À direita: superfície polida.
in, Hahne et Grigull,ed., Heat Transfer in Boiling, p. 124, 1977.
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Influência do tipo de cavidade sobre
a ebulição nucleada
Cavidade cônica, D=100μm
Cavidade cônica: flutuação das temperaturas e intermitência da
ebulição, superaquecimento elevado a fim de manter a ebulição.
Cavidades cilíndricas e com reentrada: processo de ebulição
contínuo e estável, com baixo superaquecimento.
ms
in, Shoji et Takagi, IJHMT, 2001
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Influência do modo de aquecimento sobre
a ebulição nucleada
Fluxo de calor crescente e decrescente
q (kW/m²)
50
45
40
35
30
25
20
15
10
5
0
FC72
Increasing heat flux (s=0.2 mm)
Decreasing heat flux (s=0.2 mm)
Increasing heat flux (s=13 mm)
Decreasing heat flux (s=13 mm)
0 2 4 6 8 10 12 14 16
61/108
(T w -T sat ) (K)
in, Passos et al., Applied Thermal Engineering, 2005
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Efeito do sub-resfriamento do líquidol
q˝
Eau sous-refroidie
Eau à T sat
Regime de ebulição
nucleada
"
q máx.
↑
e
ΔT
↓
Transition
Ébullition en Film
?
Convection naturelle
Ébullition Nucléée
ΔT=T p -T sat
Ebulição sobre um fio de platina
«Técnica Schlieren»,
in Jabardo (2008)
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Influência do sub-resfriamento do líquidol
CFC R-113 R
(p atm , T sat = 47,6 o C)
45
45
q˝ (kW/m²)
40
35
30
25
20
T = 23,0 ºC
f
T = 44,0 ºC
f
T = 47,0 ºC
f
q˝ (kW/m²)
40
35
30
25
20
T = 22,8 ºC
f
T = 44,0 ºC
f
15
15
10
10
5
5
0
30 40 50 60 70
T p (ºC)
Tubo vertical liso
0
30 40 50 60 70
Tp (ºC)
Tubo vertical ranhurado
A ebulição
nucleada é pouco influenciada pelo sub-resfriamento
do líquido
in, Passos et Reinaldo, Exp. Ther. Fluide Science, Vol. 22, pp. 35-44 (2001)
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Bancada experimental utilizada para a
obtenção dos resultados precedentes
Flange
Tube en PVC
Isolation
PVC
Laine de verre
Résistance
Parede interna ranhurada
do tubo testado
Ebulição nucleada no
interior de tubos verticais
in, R. F. Reinaldo, Dissertation de Master of Science-PPGEM-UFSC, 1999.
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Influência do diâmetro do fio aquecedor
2mm
2mm
2mm
Fluido:
FC-72
d=25μm d=75μm d=390μm
A
C
B
L
c
Para tubos
de grande
diâmetro
R>>L c
Comprimento capilar
( − ρ )
in, Kim et al., IJHMT, vol. 49, pp. 122-131, 2006
g
σ
ρ
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=
l
v

Influência dos fluidos na ebulição livre
sobre um fio aquecedor de platina
Água
FC-72
in, Kim et al., IJHMT, vol. 49, pp. 122-131, 2006
13º ENCIT Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciências Térmicas
UFU-Uberlândia– 05-09/12/2010

Influência do fluxo de calor na ebulição livre
sobre um fio quente de platina
40mm
40mm
q˝=39 W/cm 2 q˝=60 W/cm 2 Água
d fil =390μm
in, Kim et al., IJHMT, vol. 49, pp. 122-131, 2006
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Freqüência de bolhas de vapor em
função do diâmetro D das bolhas
Eau
d fil
=390μm
f
. D
4,85
=
7,2×
10
−8
Freqüência das bolhas por unidade de área da
superfície do fio em função dos diâmetros das bolhas
in, Kim et al., IJHMT, vol. 49, pp. 122-131, 2006
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Freqüência das bolhas em função do
diâmetro D das bolhas
f
. D = 0,078
Problema ainda aberto
(ver Carey, 1992, p. 209.)
Jakob et Fritz (1931), v. Carey, 1992
( ρ − ρ )
⎛ t ⎞⎡
⎤
croissance
σg
l v
f . D = 1,18
⎜
⎟⎢
2 ⎥
⎝ tcroissance
+ tatt
⎠⎣
ρl
⎦
(=0,15 à 1,4) in Cole (1967),
v. Carey, 1992.
( ρ − ρ )
⎡σg
⎤
l v
f . D = 0,59⎢
2 ⎥
⎣ ρl
⎦
0,25
0,25
Peebles et Garber(1953),
v. Carey, 1992
Zuber (1963), v. Carey, 1992
Técnica utilizada: filmagem com câmera ultra-rápida do processo de ebulição.
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Correlações para a ebulição
nucleada livre
Superfícies "lisas" ou rugosas

Correlação de Stephan-Abdelsalam
Definição do coeficiente de transferência de calor por ebulição
h
=
fluxo de calor
superaquecimento da
parede
=
q''
( − )
T p
T sat
Correlação de Stephan et Abdelsalam (1980)
h
SA
=
207
k
d
l
b
⎛
⎜
⎝
k
q d
l
T
b
sat
⎞
⎟
⎠
0,745
⎛
⎜
⎝
ρ
ρ
v
l
⎞
⎟
⎠
0,581
Pr
0,533
l
R
0
p
,133
d
b
=
⎡ 2σ
0,0149 θ ⎢
⎣g ( ρl
− ρ
v
⎤
⎥
) ⎦
1
2
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Correlação de Cooper
Correlação de Cooper (1984)
h
Cooper
=
0.67
b
( )
−0.55
−0.5
55 pr
− log pr
M q
b =0,12 – 0,2log (Rp)
Obs.: Nossos resultados, na UFSC, mostram que o efeito da rugosidade
na correlação de Cooper, não pode ser generalizado.
Portanto, b=0,12.
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Correlação de Rohsenow (1)
Correlação de Rohsenow (1962)
h
= μ
l
h
lv
⎡
⎢
⎣g(
ρ
l
σ
− ρ
v
)
⎤
⎥
⎦
−1
2
⎛
⎜
⎜
⎝
C
sf
c
h
pl
lv
Pr
s
l
⎞
⎟
⎟
⎠
3
ΔT
2
p
ΔT p =T p -T sat
Para a água, s=1; Outros fluidos s=1,7
C sf depende do par fluido/superfície (C sf =0,013)
Transporte convectivo
Nu
b
=
hL
k
l
b
=
A
Re
n
b
Pr
m
l
Re
b
=
ρ
v
U
μ
b
l
L
b
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Correlação de Rohsenow (2)
Transporte convectivo
Nu
b
=
hL
k
l
b
=
A
Re
n
b
Pr
m
l
Re
b
=
ρ
v
U
μ
b
l
L
b
U
b
=
ρ
v
q
h
lv
L
b
=
d
b
=
⎡ 2σ
Cθ⎢
⎣g(
ρl
− ρ
v
⎥
⎦
⎤
1
2
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Correlação de Rohsenow (3)
Constante empírica na correlação de Rohsenow
C sf =0,016 (cobre + água)
C sf =0,013, na correlação original de Rohsenow
(Carey, 1992, p. 237 et 238)
in A.K. Das, P.K. Das, P. Saha, Nucleate boiling of water from plain and structured surfaces”,
Experimentl Thermal and Fluid Science, vol. 31 (8), p. 967-977, 2007.
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Correlação de Rohsenow (4)
Efeito do C sf
Sobre o cálculo c
do
fluxo de Calor
in, S. P. Rocha, tese /POSMEC- UFSC, 2007
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Correlação de Forster-Zuber
Corrrelação de Forster et Zuber (1955)
h
FZ
=
⎛
0,00122 ⎜
⎜
⎝
σ
k
0.5
0.79
l
μ
c
0.29
l
0.45
pl
h
ρ
0.24
lv
0.49
l
ρ
0
v
.24
⎞
⎟
⎟
⎠
0.24 0. 75
[ T − T ( p )] Δp
p
sat
l
sat
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Fórmula geral das correlações
h = C q
n
Valores do coeficiente C e do expoente n
Correlaçào
C
n
Borishansky 1,21 0,700
Cooper 2,66* 0,670
Forster et Zuber 9,90 0,520
Rohsenow 1 (s = 1) 3,00 0,670
Rohsenow 2 (s = 1,7) 0,75 0,670
Stephan et Abdelsalam 1,16* 0,745
C foi calculado para o R-113, à pressão atmosférica et T sat .
(*) Rp=2,2 μm
Tendência geral dos resultados: n=0,6 a 0,8, Stephan (1992)
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Comparação das correlações
ÁGUA
in, S. P. Rocha, tese /POSMEC- UFSC, 2007
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Técnicas e mecanismos
físicos de intensificação

Os desafios
Como conseguir aumentar o h da ebulição nucleada e,
ao mesmo tempo, o fluxo de calor máximo (CHF)?
?
?
2
1
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Técnicas
de intensificação
Técnicas passivas
Tratamento de superficies
Superfícies rugosas
Superfícies
aletadas
Displaced enhancement devices
Swirl flow devices
Coiled tubes
Surface tension devices
Técnicas ativas
Auxílio mecânico
Vibração da superfície
Vibração do Fluido
Campo electrostático
tico
Sucção ou injeção
Jato incidente
Aditivos para os fluidos
in Bergles, Int. J. of Refrigeration, vol 20(8), pp. 545-551, 1997
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Efeito do aumento da densidade de
sítios de nucleação
Diâmetro dos furos: 600μm
Profundidade: 2mm
10mm de distância,
em um quadrado
h= 20 W/cm 2
Fluide: Eau distillée
h= 4,7 W/cm 2
Superfície estruturada,
com uma distribuição
discreta dos sítios
de nucleação
q˝critZ
=110 W/cm 2
in A.K. Das, P.K. Das, P. Saha, Nucleate boiling of water from plain and structured surfaces”,
Experimental Thermal and Fluid Science, vol. 31 (8), p. 967-977, 2007.
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Efeito do aumento da densidade de
sítios de nucleação
Distância=7,5mm
Distância=5mm
Fluido: Água destilada
Superfície lisa,
Pequeno superaquecimento
Superfície lisa,
in A.K. Das, P.K. Das, P. Saha, Nucleate boiling of water from plain and structured surfaces”, Grande superaquecimento
Experimental Thermal and Fluid Science, vol. 31 (8), p. 967-977, 2007.
(R p =0,097-0,134μm)
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Efeito do aumento da densidade de
sítios de nucleação
Explicação do Mecanismo
Existe uma distânca ótima entre os sítios de nucleação.
A transferência de calor aumenta (h ) à medida que diminui a
distância entre os sítios de nucleação mas esta vantagem
diminui rapidamente.
O volume de líquido influenciado por uma bolha particular diminui
com o aumento do número de sítios de nucleação.
in A.K. Das, P.K. Das, P. Saha, Nucleate boiling of water from plain and structured surfaces”,
Experimental Thermal and Fluid Science, vol. 31 (8), p. 967-977, 2007.
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Efeito do aumento da densidade de
sítios de nucleação
Correlação de Yamagata et al. (1955)
( ΔT
) b
q" = a ΔT
= T p
−Tsat
Região de bolhas isoladas, baixo superaquecimento da parede.
Correlação de Yamagata modificada
a
( )
b ⎛ N ⎞
q"
= a ΔT
⎜ ⎟
⎝ A ⎠
= 7,5655; b = 2,0307; c = 0,52341
c
N
A
Densidade de sítioss
tios:
Número de sítios de
nucleação por
unidade de área da
superfíicie.
in A.K. Das, P.K. Das, P. Saha, Nucleate boiling of water from plain and structured surfaces”,
Experimental Thermal and Fluid Science, vol. 31 (8), p. 967-977, 2007.
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Ebulição em espaços
confinados

Significado do confinamento
em ebulição
s
calor
calor
Não confinada
Confinada
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Efeito do confinamento na ebulição
L
c
=
Bo =
⎡
⎢
⎣
g
s
L c
Número
de Bond (ou(
de Eötvos)
σ
ρ
( − ρ )
L
v
⎤
⎥
⎦
1
2
Comprimento capilar
Tendência geral
h
Bo >
Bo ≤
s
1
Bolhas isoladas
1
Bolhas coalescidas
h : Coeficiente de transferência de calor, , W/m 2 K
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Comprimento capilar – alguns valores
Fluido
Tensão
Superficial
(N/m)
T sat
( o C)
(p (bar))
Comprimento capilar
L c
(mm)
FC-87
0,0089
29,1 (1)
0,8
FC-72
0,0100
56 (1)
0,8
R-11
0,0183
23,4 (1)
1,1
R-22
0,0142
0,14 (5)
1,1
R-113
0,0190
47 (1)
1,1
R-123
0,0148
27,8
1,0
R-134a
0,0095
15,6 (5)
0,9
Água
0,0588
100 (1)
2,5
90/108 13º ENCIT Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciências Térmicas
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Bancada experimental para o estudo da
ebulição confinada
LEPTEN/Boiling - UFSC
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Seção de teste
Seção de teste
Sistema de confinamento
LEPTEN/Boiling - UFSC
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Resultados experimentais
45
Ebulição de FC-72 com T sat = 56,6ºC
40
35
30
q" (kW/m²)
25
20
15
10
5
0
s = 0,1mm
s = 0,3mm
s = 0,4mm
s = 0,5mm
s = 1mm
s = 13mm
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
T p - T sat (ºC)
Efeito do confinamento, s. Fluido: FC-72. Superfície
aquecida voltada para baixo. (Cardoso, 2005).
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Possível explicação do mecanismo
A intensificação da ebulição em um espaço
confinado deve-se à evaporação de uma camada
muito fina de líquido (micromada) entre a bolha e a
parede.
A área desta microcamada aumenta por causa da
deformação da bolha de vapor em um espaço em
que pelo menos uma das dimensões é menor ou
bem menor do que o comprimento capilar.
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Efeito do confinamento
q=20 kW/m 2
s=0,2 mm
T w
=63,1 o C
s=0,5 mm
T w
=64,4 o C
s= 1 mm
T w =65,5 o C
q=40 kW/m 2
s=0,2 mm
T w
=75,5 o C
s=0,5 mm
T w
=68,1 o C
s= 1 mm
T w
=69,3 o C
in Passos et al. (2005) ETFS, Elsevier, Vol. 30, pp. 1-7.
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Efeito do confinamento
FC-72
20kW/m 2
s = 0,1mm
Tp = 65,6°C
s = 13mm
Tp = 66,2°C
30kW/m 2
s = 0,1mm s = 13mm
Tp = 88,6°C Tp = 68,4°C
in, Cardoso, 2005
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Ebulição confinada
n-Pentano, p atm , q=45kW/m 2
LEPTEN-Boiling – UFSC.
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Ebulição confinada
n-Pentane, p atm , q=180kW/m 2
(Doutorado de Elaine Cardoso, 2010 ) LEPTEN-Boiling – UFSC.
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Comparação: confinada e não confinada
q=20 kW/m 2
s=0,2 mm
T w =63,2 o C
s=13 mm
T w =65,8 o C
Sob confinamento, com fluxo de calor moderado e T líq =T sat ,
ocorre a intensificação da transferência de calor por ebulição.
in, Passos et al., ETFS, 2005
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Ebulição confinada: Programa microgravidade-AEB
Sistema de aquisição
de dados
Buchas de
PVC
O-ring
Seções de
teste
Testes ambientais
realizados no IAE/CTA
Mestrado de Reinaldo Rodrigues da Silva (2010)
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q” = 30 kW/m 2 q” = 40 kW/m 2
q” = 20 kW/m 2
Visualização para s = 0,9 mm
Bo = 0,6
P = 1,00 - 1,15 bar
T líq = 23,0 - 25,5°C
T sat = 35,2 - 39,6 °C
T p
= 54,6°C
T p
= 54,8°C
Ebulição confinada
VISUALIZAÇÃO
T p
= 54,8°C
T p
= 60,1°C T p
= 60,1°C T p
= 60,2°C
q” = 50 kW/m 2
q” = 60 kW/m 2
T p
= 67,3°C T p
= 67,6°C T p
= 67,8°C
T p
= 75,3°C T p
= 75,4°C T p
= 75,4°C
T p
= 81,9°C T p
= 82,1°C T p
= 82,1°C
Mestrado de Reinaldo Rodrigues da Silva (2010)
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Ebulição confinada
VISUALIZAÇÃO
Mestrado de Reinaldo Rodrigues da Silva (2010)
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Características
das superfícies
estruturadas
e
P p
H t
W t
P f
d p
tunnels
in, Kim and Choi, IJHMT, v. 44, 2001
Túneis
Sobre a superfície externa dos tubos
que se
conectam ao líquido externo
por meio de
passagens estreitas.
Mecanismos
• aumento do
tempo de residência das
bolhas dentro dos túneis;
• evaporação de uma
película de líquido;
• para aletas com base
retangular, a evaporação da
película líquida é
intensificada devido ao
pequeno raio do menisco.
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Superfícies
estruturadas
Tubo GEWA-T: fator de área = 3,16
Aleta reta
1.1 0.25
Bolha de Vapor
Forma da aleta : T
Bolha
de
Vapor
φ 14.1
φ 15.9
φ 18.1
h T,fin = (1,2 to 1,4) h Str. fin
(in K. Stephan, 1992)
Aleta reta
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Superfície
estruturada
GEWA-T-tube
tube; ; efeito da pressão
Ebulição
do
R-22
5 bar, 52 kW/m 2 32,5 bar, 52 kW/m 2
in, J.R. Thome, "Enhanced Boiling Heat Transfer", pp. 97 and 102
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Mecanismos para as superfícies
estruturadas
Ejeção de bolhas
Nakayama (1980)
Estudo de visualização
Possíveis modelos para a ebulição em um
“túnel”com poros (Nakayama et al. (1982))
(in, C.D. Ghiu, PhD thesis, Gergia Inst. of Technologie, 2007 )
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Superfícies
microletadas
Bancada de ebulição nucleada pressurizada, LEPTEN/Boiling
Superfície
microaletada externa
de um tubo de cobre
Tubo de cobre montado
entre duas
buchas de Teflon
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p=6.1 bar
Ebulição
nucleada “em
piscina” sobre superfícies
aletada e “lisa”.
p=8.1 bar
p=3.2 bar
Fluido de
trabalho:
R-134a
q”=20kW/m
2
p=12.2 bar
p=17.0 bar
(in S.P. Rocha,
PhD Thesis,
UFSC, 2007)
Superfície microaletada
Superfície lisa

Ebulição
nucleada
sobre superfície
microaletada
fluido de trabalho:
R-134a
q”=70kW/m
2
(in Rocha, PhD Thesis, UFSC, 2007)
C
= 9 pitch
Para tubos de grande diâmetro
p=6.1 bar
L c =0,9 mm
A
B
R>>L c
σ
c
=
g ( ρ − ρ )
Comprimento capilar
L
l
v
(in Stralen and Colle,
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Aplicação
ão: evaporadores inundados
(flooded evaporators)
Superfícies
intensificadoras
possibilitam
• A diminuição da
quantidade de fluido(ex.
Amônia)
• Diminuição do tamanho do
TC (equipamentos
compactos)
S. Kakaç and H. Liu, ”Heat Exchangers”, CRC, 1998, p.383.
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Ebulição com nanofluidos
Resultados preliminares do
LEPTEN/Boiling – POSMEC/UFSC
Rede Nanobiotec

Ebulição
com superfícies
com deposição
de nanofluidos
Com deposíção de
nanopartículas
Água a 80ºC
Água, na
pressão atmosférica
Água a 30ºC
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Superfície de cobre após s os testes de
ebulição com nanofluidos
Nanofluido
Alumina (1% em volume)
+
Água
Nanofluido=Suspensão de
nanopartículas
(d < 100nm)
em um Fluido base
CAPES: PROENG +
REDE NANOBIOTEC
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a
Análise
Metalográfica
da superfície de cobre
b
Aumento:200x
Aumento: 100x
c
a, b:
Após s os testes
Deposição de
Alumina sobre a
Serpentina de
cobre
do condensador
c: Antes dos testes
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Alteração do ângulo de contato
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Ebulição em convecção forçada
Resultados da dissertação de mestrado
de Evandro Rodrigo Dario (2008)
LEPTEN/Boiling – POSMEC/UFSC

Ebulição
convectiva em micro-canais
canais
n-Pentano
G=169 kg/m²s
q”= 12,5 kW/m 2
Mestrado de Evandro Rodrigo Dario (2008)
n-Pentano
G=253 kg/m²s
q”= 25 kW/m 2
13º ENCIT Congresso Brasileiro de Engenharia e Ciências Térmicas
UFU-Uberlândia– 05-09/12/2010

Seção
de teste
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Seção
de teste
Localização dos termopares na seção de teste
Tubo de cobre

Curvas de ebulição parciais
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Coeficiente de transferência de calor em
função
do subresfriamento na entrada
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Comparação
do h experimental com o
calculado por meio de correlações
-Foi
utilizada a correlação
de Bai et al. (2003)
para canal de seção
transversal anular.
Em função
do diâmetro equivalente:
D
π
4 ( )
2 2
4 ( do
− di
) 2 2
Ac 4
do − di
e, H
= = =
2
PH
π di
di
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Correlação de Liu and Winterton (1991)
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Correlação
Steiner and Taborek (1992)
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Correlação
de Warrier et al. (1992)
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Visualização
do escoamento (1)
G = 148 kg/m 2 s
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Visualização
do escoamento (2)
G = 190 kg/m 2 s
À medida que a velocidade mássica, m
G, e o fluxo de calor aumentam
tem-se
um escoamento mais instável
vel, , com a interface líquidol
quido-vapor
menos definida. . Com o aumento do fluxo de calor aumenta o número n
de sítios s
de nucleação ativos. . Ocorre tendência à estratificação de
grandes bolhas de vapor na região superior do canal horizontal.
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Visualização
do escoamento (3)
G = 232 kg/m 2 s

Visualização
do escoamento (4)
G = 274 kg/m 2 s
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A 7 a Conferência BOILING-2009
www.boiling2009.com.br
7th International Conference on Boiling
Heat Transfer
ocorreu em
Florianópolis
polis- Santa Catarina
3-77 Maio – 2009
A 8 a ICBHT-BOILING
BOILING-2012
acontecerá, , na Suíç
íça,
chair:Prof. John Thome, , da EPFL
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Agradecimento aos órgãos financiadores
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Muito obrigado pela atenção.
jpassos@emc.ufsc.br
http://energetique-juliocesarpassos.blogspot.com
www.lepten.ufsc.br
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