Desenvolvimento e Construção de uma Casa Modelo com Arrefecimento Solar Térmico

Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. António Alexandre da Silva Rocha Relatório do Projeto Final / Dissertação do MIEM Orientador: Prof. Dr. Szabolcs Varga Coorientadora: Prof. Ana Palmero Faculdade de Engenharia da Universidade do Porto Mestrado Integrado em Engenharia Mecânica Fevereiro 2015 Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. i Dedico esta dissertação em memória da minha avó Elvira Portugal Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. ii Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. iii Resumo Hoje em dia o arrefecimento representa um consumo de 15% de toda a eletricidade produzida a nível mundial, sendo que desse total, 45% é gasta na climatização de espaços interiores. O facto de o arrefecimento ser mais utilizado durante a estação do Verão, onde a incidência solar e as cargas térmicas são maiores, o aproveitamento da radiação solar como fonte de energia para o acionamento de um ciclo frigorífico é uma solução lógica considerando a atual preocupação ambiental. O presente projeto tem como tecnologia principal um subsistema de refrigeração por ejeção. O ejetor permite a compressão do fluido frigorigéneo sem elevados gastos de energia elétrica, utilizando a energia captada pelos coletores solares térmicos. Numa primeira fase foram escolhidos/dimensionados os equipamentos principais do subsistema solar e de aquecimento/arrefecimento, com o principal objetivo de determinar o número de coletores necessários ligar em série para fornecer a energia requerida pelo ciclo frigorifico. De seguida foi realizada a respetiva modelação tridimensional de todos os equipamentos, utilizando o Software SolidWorks. Esta abordagem permitiu escolher o melhor layout dos equipamentos e das tubagens de ligação. Duas opções foram consideradas, uma em que a tubagem proveniente do campo solar entraria na casa das máquinas pela parede oposta à entrada. Na outra abordagem, a tubagem entraria por baixo da casa, apresentando menos comprimento de tubo e acessórios. A escolha entre as duas opções teve como base o estudo das perdas térmicas e de carga para cada solução. Tomada a decisão da segunda solução, procedeu-se com o cálculo das perdas térmicas juntamente com a espessura de isolamento das tubagens. Determinou-se também, num estudo numérico, o comportamento térmico dos coletores solares (temperatura de saída, potência absorvida e rendimento médio) quando expostos a diferentes condições de trabalho (radiação solar, temperatura de entrada dos coletores, temperatura ambiente e caudal por tubo de coletor). Por fim, foram montadas a casa de máquinas, casa de estudo e coletores na cobertura do edifício L da FEUP. Com base no trabalho realizado, concluiu-se que 4 coletores de tubos de vácuo AR30 da BAXIROCA ligados em série conseguiriam suprimir as necessidades do gerador existente no ciclo ejetor. Os cálculos indicaram uma potência absorvida de 7,4 kW e um rendimento médio de 71,6% (valores obtidos para condições de trabalho específicas). O layout escolhido para o projeto apresenta um comprimento de tubos de 42 m com perdas térmicas de aproximadamente 600 W (para casos extremos) e perdas de carga no valor de aproximadamente de 14 kPa. Quanto à espessura de isolamento recomendada para a tubagem é de, 28 mm para o exterior da casa das máquinas e de 17 mm para os tubos no seu interior. Esta escolha garante perdas térmicas inferiores a 5% em condições extremas. Já no estudo do desempenho dos coletores, ficou concluído que a radiação incidente é o fator que mais influência o comportamento térmico, enquanto a temperatura ambiente é menos relevante. No caso de um aumento da temperatura de entrada dos coletores, este resultou num rendimento mais baixo. O caudal recomendado mais alto (0,25 l/min/tubo) melhorou a potência útil e o rendimento médio dos coletores, quando comparado com o mais baixo (0,1 l/min/tubo). O único benefício de um caudal mais baixo é o aumento da temperatura de saída dos coletores. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. v Development and construction of a model home with solar thermal cooling Abstract Nowadays, energy consumption for cooling represents 15% of all the electricity produced worldwide and 45% of which is spent on air conditioning the interior spaces. The fact that cooling is more used during the summer season, when the solar irradiation and thermal loads are larger, the use of solar radiation as primary energy source for the refrigeration cycle is a logical solution, especially considering current environmental issues. The principal technology used in the project is a refrigeration subsystem based on an ejetor. The ejetor allows the compression of a working fluid without large consumption of electricity, using manly the energy absorbed on the solar thermal collectors. Firstly, the main components of the solar and heating/cooling subsystems were selected/designed, with the principal objective of identifying the right number of collectors needed to be connected in series to supply the required amount of energy for the refrigeration cycle. After that, a three-dimensional model was developed for each component using the software SolidWorks. This approach allowed taking a better decision in terms of the layout of the components and hydraulic connections. Two options were considered, one in which the tubes coming from the solar field would enter the equipment compartment trough the wall opposing the entrance. In the other solution, the tubes would enter through the floor of the equipment compartment, leading to shorter tubes and smaller number of accessories. The decision was based on the studies of the pressure drop and the thermal losses for each solution. As the second approach was selected, calculations were performed to study the influence of the thickness of the thermal insulation applied for the project. The performance of the solar collectors (outlet temperature, useful heat and average efficiency) was simulated, in a numerical study, as a function of the operating conditions (solar radiation, inlet temperature, air temperature and the flow inside of the evacuated tubes). Finally, the equipment compartment, test space and solar collectors were installed on the rooftop of the building L at FEUP. Based on the work done, it was concluded that 4 evacuated collectors AR30 of BAXIROCA connected in series, is sufficient to supply the energy needs of the generator located in the ejetor cycle. The calculations indicated a useful heat of 7,4 kW and an average collector efficiency of 71,6% (results obtained for specific working conditions). The selected equipment layout for this project represents a total tubing length of 42 m with thermal losses of approximately 600 W (for extreme cases) and pressure drops of approximately 14 kPa. It was found that the thermal insulation should have a thickness of 28 mm and 17 mm for the tubes installed on the outside and inside, respectively. This represents losses smaller than 5% under extreme conditions. In the study of the performance of the collectors, it was concluded that the solar radiation is the fator that most influenced the performance of the collectors, while the air temperature the least relevant. Increasing the inlet temperature of the collectors, the average efficiency is negatively influenced. The highest recommend flow rate (0,25 l/min/tube) improved the useful heat and the average efficiency of the collectors when compared to the lower flow rate (0,1 l/min/tube). The only improvement in this last case was an increase of the outlet temperature. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. vii Agradecimentos Queria agradecer em primeiro lugar aos meus orientadores e em especial o Professor Szabolcs Varga, pelo sentido crítico e disponibilidade que sempre demonstrou para me ajudar ao longo da dissertação. Deixo também um agradecimento ao João Soares e ao Paulo Pereira pelo apoio prestado durante trabalho. Gostaria também de agradecer a todos os meus amigos que sempre fizeram parte da minha vida nos bons e maus momentos. Um agradecimento sentido à minha avó Elvira por todo o amor e carinho que sempre deu a mim e aos seus netos. Por fim, um agradecimento especial aos meus pais e irmãos, pela constante motivação, apoio e sacrifícios feitos ao longo da vida para que conseguisse atingir os meus objetivos. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xiv Figura 3.34 - Desenho tridimensional da cobertura depois da colocação dos compartimentos e equipamentos. ........................................................................................................................... 54 Figura 3.35 - Desenho tridimensional da passagem da tubagem do exterior para o interior da casa das máquinas para: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ............................................................. 54 Figura 3.36 - Desenho tridimensional, com uma perspetiva diferente, da passagem da tubagem do exterior para o interior da casa das máquinas para: a) 1ª solução e b) 2ª solução. .............. 55 Figura 3.37 - Desenho tridimensional do espaço interior da casa das máquinas com o ciclo ejetor e estrutura posicionados. ................................................................................................ 55 Figura 3.38 - Desenho tridimensional da casa das máquinas, ciclo ejetor, depósito de inércia ASA 50 - IN, Vasoflex solar N35/2,5 L e grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples com: a) com características geométricas sem tubagem e b) sem características geométricas e com tubagens. ................................................................................................................................... 56 Figura 3.39 - Vista de cima do desenho tridimensional da casa das máquinas, ciclo ejetor, depósito de inércia ASA 50 - IN, Vasoflex solar N35/2,5 L, grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples, válvulas de 3 vias com servomotor e bombas ECO QUANTUM 1035 com: a) características geométricas sem tubagem e b) sem características geométricas e com tubagem. .................................................................................................................................................. 57 Figura 3.40 - Desenho tridimensional da casa das máquinas com equipamentos e tubagem. . 57 Figura 3.41 - Vista tridimensional da casa das máquinas com equipamentos e tubagens em: a) vista geral e b) vista detalhada F-F. .......................................................................................... 58 Figura 3.42 - Desenho tridimensional da passagem da tubagem no interior da casa das máquinas para: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ........................................................................... 58 Figura 4.1 - Desenho e eixo neutro (G) do perfil: a) quadrangular, b) retangular e c) Maytec. .................................................................................................................................................. 65 Figura 4.2 - Esquema das forças provocadas na estrutura pelo depósito. ................................ 65 Figura 4.3 - Esquema simplificado para o estudo do momento fletor aplicado na barra horizontal da estrutura. ............................................................................................................. 66 Figura 4.4 - Esquema para o cálculo dos momentos fletores ao longo da barra, a partir do método das secções. .................................................................................................................. 66 Figura 4.5 - Variação do momento fletor ao longo do comprimento da barra. ........................ 67 Figura 4.6 - Montagem em série dos coletores solares e respetivas temperaturas de entrada e saída. ......................................................................................................................................... 68 Figura 4.7 - Influência da radiação solar na: a) temperatura de saída do último coletor e potência total útil; b) rendimento médio. ................................................................................. 70 Figura 4.8 - Influência da temperatura ambiente na: a) temperatura de saída do último coletor e potência total útil; b) rendimento médio. ............................................................................... 70 Figura 4.9 - Influência da temperatura de entrada nos coletores na: a) temperatura de saída do último coletor e potência total útil; b) rendimento médio. ....................................................... 71 Figura 4.10 - Corte do tubo de cobre isolado, com respetivos constituintes e esquema reoelétrico. ..................................................................................................................................... 73 Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xv Figura 4.11 - Variação de Qp com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas exteriores do ar e uma temperatura da água de 15°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ............... 76 Figura 4.12 - Variação de Qp com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas exteriores do ar e uma temperatura da água de 120°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ............. 76 Figura 4.13 - Variação de Qp com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas interiores do ar na casa das máquinas e uma temperatura da água de 15°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ................................................................................................................................. 77 Figura 4.14 - Variação de Qp com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas interiores do ar na casa das máquinas e uma temperatura da água de 120°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. ................................................................................................................................. 77 Figura 5.1 - Nivelação do chão da cobertura do edifício L da FEUP....................................... 79 Figura 5.2 - Montagem da TDF em diferentes fases: a) colocação do chão, b) colocação das paredes e c) colocação do teto e porta. ..................................................................................... 80 Figura 5.3 - Montagem da casa das máquinas em diferentes fases: a) colocação do chão, b) colocação das paredes e porta e c) colocação do teto. .............................................................. 80 Figura 5.4 - a) TDF e casa das máquinas fixadas com cordas de aço e b) grelhas instaladas na casa de máquinas. ..................................................................................................................... 81 Figura 5.5 - a) Aplicação de cimento para fixação dos blocos e b) disposição dos blocos no final da colocação ..................................................................................................................... 81 Figura 5.6 - a) Alinhamento dos acessórios de fixação, b) Blocos e respetivos acessórios de fixação e c) Colocação do suporte dos coletores. ..................................................................... 82 Figura 5.7 - Estrutura dos coletores com os adaptadores montados. ........................................ 82 Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xvii Índice de Tabelas Tabela 2.1 - Tipos e características de coletores solares mais comuns de baixa e média temperatura [16]. ...................................................................................................................... 13 Tabela 2.2 - Tipos de ligação dos coletores e respetivas vantagens e desvantagens [21]. ....... 15 Tabela 2.3 - Características técnicas da bomba ECO QUANTUM 1035 1" [24]. ................... 22 Tabela 2.4 - Características geométricas dos permutadores da Alfa Laval do gerador, evaporador e condensador [34]................................................................................................. 24 Tabela 2.5 - Caudal de ar debitado pelo Dubal Hybrid 1000x500 para cada modo de dispersão do ar [24]. ................................................................................................................................. 32 Tabela 2.6 - Potência frigorífica debitada pelo Dubal Hybrid 1000x500 em função da temperatura de ida e modo de dispersão do ar [24]. ................................................................. 32 Tabela 2.7 - Potência calorifica debitada pelo Dubal Hybrid 1000x500 em função da temperatura de ida, caudal e modo de dispersão do ar [24]. .................................................... 32 Tabela 2.8 - Propriedades térmicas medidas do bloco de poliuretano. .................................... 34 Tabela 3.1 - Número e descrição das alterações realizadas ao modelo tridimensional do ciclo ejetor. ........................................................................................................................................ 35 Tabela 3.2 - Nome e respetivo desenho tridimensional dos acessórios utilizados. .................. 53 Tabela 4.1 - Cálculo do coeficiente de Darcy em função do número de Reynolds [46]. ......... 60 Tabela 4.2 - Número e tipos de constituintes das duas configurações com o comprimento de tubagem total associado. ........................................................................................................... 60 Tabela 4.3 - Coeficientes de perda de carga (KL) para os diferentes acessórios [47]. ............. 61 Tabela 4.4 - Perdas de carga para as duas configurações. ........................................................ 61 Tabela 4.5 - Equipamentos e perdas de carga do 1º troço. ....................................................... 63 Tabela 4.6 - Equipamentos e perdas de carga do 2º troço. ....................................................... 63 Tabela 4.7 - Equipamentos e perdas de carga do 3º troço. ....................................................... 64 Tabela 4.8 - Coeficientes C e n em função do número de Reynolds para convecção forçada no exterior de tubos circulares horizontais [50]. ........................................................................... 75 Tabela 4.9 - Coeficientes C e n em função do número de Reynolds para convecção natural no exterior de tubos circulares horizontais. [50] ........................................................................... 75 Tabela 4.10 - Comprimento da tubagem (L) no interior e exterior da casa das máquinas para cada solução estudada. .............................................................................................................. 76 Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xix Abreviaturas e Símbolos Símbolo Descrição Unidades Acap Área de captação solar m2 Av Área da zona v m2 Ai Área da zona i m2 A Área de secção do tubo m2 Al Área lateral do tubo m2 b Cota normal ao eixo de inércia mm d Cota perpendicular ao eixo de inércia mm COP Coeficiente of performance - COPeje Coeficiente of performance do ciclo ejetor - cp Calor específico da água kJ kg-1 K-1 dv Diâmetro da zona v mm di Diâmetro da zona i mm D Diâmetro exterior mm Din Diâmetro interior mm de Distancia ao eixo neutro mm f Coeficiente de Darcy - Fx Força segundo o eixo dos xx N Fy Força segundo o eixo dos yy N FR Fator de remoção de calor - g Aceleração da gravidade m2 s-1 Gr Número de Grashof - G Radiação incidente W m-2 hL Perda de carga em linha m hC Perda de carga localizadas m hDH Perda de carga do Dubal Hybrid 1000x500 m h Coeficiente de convecção W m-2 K-1 har Coeficiente de convecção do ar W m-2 K-1 ha Coeficiente de convecção da água W m-2 K-1 I Momento de inércia mm4 Ixx Momento de inércia segundo o eixo dos xx mm4 Iyy Momento de inércia segundo o eixo dos yy mm4 k Condutibilidade térmica W m-1 K-1 kiso Condutibilidade térmica do isolamento W m-1 K-1 KL Coeficiente de perda de carga - L Comprimento de tubagem m Lm Comprimento da área de secção constante do ejetor m md Massa do depósito de água kg 𝑚󰇗 Caudal mássico da água kg s-1 𝑚󰇗𝑒 Caudal mássico do evaporador kg s-1 𝑚󰇗𝑔 Caudal mássico do evaporador kg s-1 𝑚󰇗𝑡 Caudal mássico no interior do tubo do coletor solar kg s-1 MB Momento no ponto B kN mm Mf Momento fletor kN mm Mf1 Momento fletor 1 kN mm Mf2 Momento fletor 2 kN mm Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xx Mf3 Momento fletor 3 kN mm NXP Posição de saída do nozzle mm nt Número total de tubos nos coletores - Nu Número de Nusselt - Pr Número de Prandtl - Pcr Pressão crítica do condensador kPa Pev Pressão do evaporador kPa Pc Pressão do condensador kPa Pg Pressão do gerador kPa ΔPb Pressão da bomba kPa Pmáx Pressão máxima kPa Pmín Pressão mínima kPa Pd Peso do depósito de água N Pcol Perda de carga do coletor kPa 𝑃𝑇_𝑐𝑜𝑙 Perda de carga total dos coletores kPa PDUK Perda de carga do caudalímetro DUK kPa PGH Perda de carga do grupo hidráulico kPa 𝑄󰇗𝑢 Potência calorifica útil kW 𝑄󰇗𝑇 Potência calorifica total produzida pelos coletores kW 𝑄󰇗𝑖 Potência da radiação solar incidente kW 𝑄󰇗𝑔 Potência calorifica do gerador kW 𝑄󰇗𝑒 Potência calorifica evaporador kW 𝑄󰇗𝑎 Perdas térmicas da água para o tubo kW 𝑄󰇗𝑖𝑠𝑜 Perdas térmicas do isolamento para o exterior kW 𝑄󰇗𝑎𝑟 Perdas térmicas exteriores kW 𝑄󰇗𝑝 Perdas térmicas totais kW 𝑄󰇗𝑖 Potência calorifica do coletor i; com i a variar de 14 kW ra Razão de áreas - Rcv,ar Resistência convectiva isolamento/ar K W-1 Rcv,a Resistência convectiva água/tubo K W-1 Rcd,iso Resistência condutiva do isolamento K W-1 𝑅𝑒𝑥𝑡_𝑖𝑠𝑜 Raio exterior do isolamento m 𝑅𝑖𝑛𝑡_𝑖𝑠𝑜 Raio interior do isolamento m RAx Reação do ponto A segundo o eixo do xx N RAy Reação do ponto A segundo o eixo do yy N RBx Reação do ponto B segundo o eixo do xx N RBy Reação do ponto B segundo o eixo do yy N Re Número de Reynolds - Te Temperatura de entrada °C Ts Temperatura de saída °C Tev Temperatura do evaporador °C Tc Temperatura do condensador °C Tg Temperatura do gerador °C Tm Temperatura média do coletor °C Ta Temperatura ambiente °C 𝑇 𝑠_𝑟 Temperatura média mais baixa do sistema (subsistema de refrigeração) °C 𝑇 𝑠_𝑠 Temperatura média mais alta do sistema °C Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. xxi (subsistema solar) TC-0 Temperatura de entrada dos coletores °C TC-4 Temperatura de saída dos coletores °C TC-i Temperatura de entrada/saída dos coletores i; para i a variar de 1 - 3 °C 𝑇𝑒𝑥𝑡_𝑖𝑠𝑜 Temperatura exterior do isolamento °C 𝑇𝑖𝑛𝑡_𝑖𝑠𝑜 Temperatura interna do isolamento °C 𝑇𝑒𝑥𝑡_𝑐𝑜𝑏 Temperatura exterior do cobre °C 𝑇𝑖𝑛𝑡_𝑐𝑜𝑏 Temperatura interna do cobre °C Tar Temperatura do ar °C Ta Temperatura da água °C ΔT Variação de temperatura °C Δhe Variação de entalpia do evaporador kJ kg-1 Δhg Variação de entalpia do gerador kJ kg-1 VD Volume dilatado m3 VT Volume total da instalação m3 VV Volume do vaso de expansão m3 V Velocidade m s-1 𝑉󰇗 Caudal volúmico m3 s-1 𝑉󰇗𝑡 Caudal volúmico no interior do tubo do coletor solar m3 s-1 α Coeficiente de absorção - β Coeficiente de expansão volumétrico K-1 τ Coeficiente de transmissividade do vidro - ρ Massa específica kg m-3 ηE Rendimento de expansão - η20 Rendimento do coletor AR20 - η30 Rendimento do coletor AR30 - ηm Rendimento médio dos coletores - 𝜂𝑐_𝑖 Rendimento do coletor i; com i a variar de 1 - 4 - ηopt Rendimento ótico - ε Rugosidade média mm λ Razão de sucção - σ Tensão de flexão N mm-2 σmáxquadrangular Tensão de flexão máxima para o perfil quadrangular N mm-2 σmáxretangular Tensão de flexão máxima para o perfil retangular N mm-2 σmáxMaytec Tensão de flexão máxima para o perfil Maytec N mm-2 μ Viscosidade dinâmica Pa s μm Viscosidade dinâmica à temperatura média Pa s μp Viscosidade dinâmica à temperatura da parede Pa s Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 1 1. Introdução A refrigeração é uma tecnologia geralmente utilizada em países industrializados devido à pronta disponibilidade de energia elétrica, quando em muitas partes do mundo não se tem o mesmo acesso [1]. As tecnologias de produção de frio são utilizadas em muitos processos diferentes incluindo a conservação de alimentos, sector da climatização do ambiente interior, conservação de produtos farmacêuticos, etc. O enunciado de Clausius da Segunda lei da Termodinâmica afirma que “é impossível que um sistema que opere ciclicamente tenha como único efeito a transferência de calor de um corpo a baixa temperatura para um outro a mais alta temperatura” [2]. O sentido do fluxo de calor instantâneo é da temperatura mais alta para a mais baixa e não o contrario. Para tornar possível é necessária uma fonte de energia exterior, por exemplo trabalho de compressão como indicado na Figura 1.1. Figura 1.1Processo de uma máquina frigorífica esquematizada. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 9 2. Caracterização dos subsistemas do projeto SOLAC-TDF No Capítulo 2 apresentar-se-á o estudo e dimensionamento dos componentes e processos do sistema SOLAC-TDF. Este capítulo será dividido em 3 secções, uma para o subsistema solar, outra para o de refrigeração e por último para o aquecimento/arrefecimento (ver Figura 1.3). 2.1 Subsistema Solar Os sistemas solares térmicos são instalações que convertem a radiação proveniente do Sol em calor para aquecimento de água de consumo e outros fins. A crescente utilização deste tipo de sistemas deveu-se em grande parte à entrada em vigor do decreto de lei 80/2006 (RCCTE) [14] que afirma que as necessidades de AQS de todos os novos edifícios de habitações ou serviços e grandes remodelações deviam ser supridas por sistemas de instalação solar térmicos. Usando como exemplo o caso do projeto (Figura 1.3 – subsistema solar), a radiação solar incide na superfície da placa absorvedora, localizada no interior dos coletores solares térmicos (1), aquecendo a placa e respetiva água que circula no seu interior. A energia transferida é transportada até ao depósito de água (6) e aqui é armazenada para compensar dias de fraca exposição solar. Para casos em que o consumo é demasiado elevado, o aquecimento da água do depósito pode ser realizado com ajuda de, por exemplo, um apoio elétrico. A circulação da água no interior dos coletores pode trazer consigo gases que causam efeitos negativos na fiabilidade e rendimento da instalação. O seu aquecimento também resulta num aumento do volume que se não for compensado pode provocar picos de pressão indesejáveis, colocando em causa a segurança da instalação. De maneira a garantir a segurança de todos os equipamentos utiliza-se o purgador (2) para libertar o ar acumulado no circuito e o vaso de expansão (5) para estabilizar aumentos de pressão fora dos valores predefinidos. A circulação da água no sistema é feita a partir de 2 tipos de bombas (3 e 4). A escolha destas bombas depende das condições operacionais incluindo os valores de perda de carga e temperaturas nos diferentes pontos do sistema. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 10 Existem dois tipos diferentes de sistemas solares térmicos dependendo do tipo da circulação do fluido no seu interior. Estes são a circulação em termossifão e a circulação forçada (ver Figura 2.1 a) e b)) [15]. Figura 2.1 - Sistema solar térmico com circulação do tipo: a) termossifão e b) forçada [15]. Na Figura 2.1 a) está representado um sistema solar térmico do tipo termossifão, constituindo por um coletor de placa plana e depósito. A radiação incidente no coletor aquece o fluido no seu interior. Com o aumento da temperatura, a massa específica decresce e permite que o fluido suba até ao depósito que se encontra numa posição superior dos coletores. A água proveniente da rede passa no depósito onde ocorre permuta de calor com o fluido quente do coletor. Esta troca de calor promove a diminuição da temperatura do fluido e consequente descida para o interior do coletor devido ao aumento da sua densidade. A colocação do depósito em cima do coletor é um dos requisitos obrigatórios para garantir este tipo de circulação sem a utilização de bombas auxiliares, permitindo uma autonomia de circulação. Esta configuração torna ao mesmo tempo a instalação e manutenção simples e barata. No tipo de sistemas solares térmicos com circulação forçada, como o próprio nome indica, a circulação é garantida com apoio de uma bomba como se pode ver na Figura 2.1 b). O princípio básico de funcionamento é muito semelhante ao de circulação em termossifão. A radiação que incide no coletor aquece o fluido no interior e a energia é transferida para a água e armazenada dentro de um depósito para futuros consumos. A principal diferença encontra-se no modo como a água é circulada. Nestes sistemas é necessário o recurso a uma bomba circuladora. O controlo do caudal da água é feito pelo controlador diferencial que a partir das diferenças de temperaturas, medidas entre a saída do coletor e o depósito, regula o funcionamento da bomba circuladora. Esta é uma das razões mais importantes na utilização destes sistemas, uma melhor gestão energética que permite uma obtenção de rendimentos superiores do sistema. Uma outra razão pode se encontrar nas eventuais restrições construtivas que impedem a instalação do depósito em cima do coletor. No SOLAC-TDF, o subsistema solar será do tipo circulação forçada. Nas secções seguintes serão tratados todos os equipamentos escolhidos e necessários para fazer a captação, armazenamento e transporte da energia para pontos de consumo do sistema SOLAC-TDF. De referir que os equipamentos escolhidos para as diferentes funções, maioritariamente são da marca BAXIROCA Lda. A escolha deu-se após uma avaliação económica e de desempenho dos equipamentos propostos onde nunca foi ultrapassado o orçamento previsto para o projeto. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 11 2.1.1 Seleção dos coletores solar térmicos Os coletores solares térmicos são equipamentos utilizados para a conversão da radiação solar em energia calorífica. Devem possuir uma superfície com elevada absorvidade para maximizar a absorção e baixa emissividade para reduzir as perdas radiativas. Quanto às perdas por convecção e condução, podem ser evitadas com um correto isolamento [16]. No sistema SOLAC-TDF, a diferença de temperatura entre a saída de cada coletor e da temperatura exterior (ΔT) pode ser esperada entre os 90 e 100°C. Outra consideração a ter é que o rendimento do coletor deve ser o mais alto possível para maximizar a sua captação solar para valores de área mais pequenos. O rendimento de um coletor é definido pela razão entre a potência útil (𝑄󰇗𝑢) e a potência da radiação incidente (𝑄󰇗𝑖) [16]: 𝜂=𝑄󰇗𝑢 𝑄󰇗𝑖 E onde: 𝑄󰇗𝑢=𝑚󰇗 ×𝑐𝑝×(𝑇𝑠−𝑇𝑒) 𝑄󰇗𝑖=𝐴𝑐𝑎𝑝×𝐺 Nos coletores solares existem dois tipos de perdas, as perdas térmicas e as perdas óticas. As perdas térmicas estão associadas aos mecanismos de transferência de calor para o exterior, quer seja por condução, convecção ou radiação. As perdas óticas caracterizam-se pela quantidade de raios solares que penetram a cobertura transparente e não são absorvidos pelos coletores. O efeito provocado é contabilizado pelo rendimento ótico e é dado pela multiplicação do fator de remoção de calor (FR) pelo coeficiente de transmissividade do vidro (τ) e pelo coeficiente de absorção (α) [16]: 𝜂𝑜𝑝𝑡 =𝐹𝑅×𝜏×𝛼 O FRτα é obtido experimentalmente para cada de coletor e é fornecido pelos fabricantes. A Figura 2.2 ilustra a variação do rendimento do coletor em função de ΔT para um coletor de placa plana sem e com cobertura, e de tubos de vácuo juntamente com os valores de rendimento para os valores de ΔT de 90°C e 100°C que são considerados normais durante o funcionamento do ciclo ejetor. (2.1) (2.2) (2.3) (2.4) (2.4) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 12 Figura 2.2 - Variação do rendimento com ΔT (temperatura obtida – exterior) para os coletores de tubos de vácuo e de placa plana com cobertura e sem cobertura [16]. Rendimentos para os valores de ΔT de 90 e 110°C. Para a temperatura mais baixa (90°C) a diferença de rendimento entre um coletor de tubos de vácuo e um coletor de placa plana com cobertura é de 27% e para a temperatura mais alta (110°C) de 31%. Esta diferença tende a aumentar ainda mais com o ΔT. Isto deve-se ao facto de os tubos serem evacuados de ar e por isso as perdas por convecção entre a placa absorvedora e o vidro exterior são mais baixos. A influência dessas perdas pode se vista na Figura 2.2, mais precisamente no declive da reta de rendimento em função de ΔT conhecido por coeficiente de perdas (FRK). Os coletores solares podem ser classificados também pelas suas temperaturas de funcionamento. Os do tipo temperatura baixa (até cerca de 90°C) são usados principalmente para AQS, piscinas e climatização do espaço ambiente. Os coletores mais usados para estas aplicações são os de placa plana cobertos. Para os coletores de temperatura média (de 90 a 150°C) a sua utilização é maior nos processos industriais e recomendam-se os coletores de tubos de vácuo. Por fim, os do tipo alta temperatura (a partir de 150°C) são utilizados para processos industriais em geral mais ligados à produção de energia elétrica de grandes centrais ou plantas solares. Para esta categoria os coletores do tipo concentrador são as únicas alternativas [17]. Quando da escolha de coletores solares, para além das temperaturas de funcionamento e o rendimento, também o local de instalação, custos e a finalidade do projeto são também importantes fatores a ter em conta. Na Tabela 2.1 encontram-se os diferentes tipos de coletores solares mais comuns, organizados pelas temperaturas de trabalho (da mais baixa à mais alta). Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 13 Tabela 2.1 - Tipos e características de coletores solares mais comuns de baixa e média temperatura [16]. Os coletores com aplicação mais comum são os coletores de placa plana com cobertura., muito devido à entrada em vigor do decreto de lei 80/2006 (RCCTE) [14], já referido no Capítulo 1. Como a temperatura de AQS é aproximadamente 60°C, estes coletores apresentam uma melhor relação rendimento (Tabela 2.1)/preço. De forma simples, um coletor plano (Figura 2.3) é formado pela cobertura, a placa absorsora e uma caixa isolada para evitar perdas de calor. À placa absorvente solda-se uma serpentina de tubos pelos quais circula o fluido térmico. Figura 2.3 - Esquema de um coletor solar de placa plana [18]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 14 A cobertura transparente deste tipo de coletores deve ter como qualidades uma boa transparência (perto de 90%) de modo a promover o efeito estufa e reduzir as perdas por convecção, melhorando o rendimento do coletor. Relativamente à placa absorsora, esta têm como missão receber a energia, convertê-la em calor e transmiti-la ao fluido térmico. É desejado ainda que o absorsor possua uma elevada absortância (>0,9). A caixa usada no coletor protege o equipamento da chuva, poeira e juntamente com os elementos de fixação dos coletores, suporta todos os componentes no seu interior. O isolamento utilizado situa-se entre a caixa e o absorsor e é utilizado para reduzir as perdas de calor por condução [18]. Considerando as condições operacionais do sistema SOLAC-TDF, mais especificamente temperaturas de trabalho (perto dos 120°C) e rendimentos, os coletores do tipo tubo de vácuo (Figura 2.4 a)) garantem uma melhor performance e como tal foram escolhidos para o projeto. Figura 2.4 - Esquema legendado de: a) coletor de tubos de vácuo [19], b) circulação da água nos coletores [20] e c) sentido do fluxo de água no interior dos tubos evacuados. Neste tipo de coletores, as placas absorsoras estão instaladas em tubos evacuados individuais e no meio da placa encontra-se um tubo coaxial de cobre onde o fluido de trabalho circula, permuta calor com a placa e aquece (Figura 2.4 b)). O sentido de fluxo da água no interior dos tubos é possível visualizar na Figura 24 c). A potência calorifica produzia pelos coletores, está limitada pela área útil de captação. Para aumentar a produção é necessário associar um maior número de coletores. A montagem pode ser realizada de 3 maneiras distintas: i) ligação em série, ii) ligação em paralelo e iii) ligação em paralelo de canais [21]. Nas ligações em série, o caudal de circulação é igual em todos os coletores e quando se projeta um campo solar deste tipo é necessário ter em atenção o número máximo de coletores a usar pois os rendimentos tendem a descer e as temperaturas à saída de cada coletor tendem a aumentar, podendo provocar danos materiais ou formação de vapor [21]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 15 As ligações em paralelo, ao contrário das ligações em série, apresentam a possibilidade de um maior número de coletores ligados. Proporciona maior rendimento, porém aumenta também o diâmetro e comprimento das tubagens pois o caudal total é a soma dos caudais em todos os coletores. Aumenta também o número de acessórios da instalação de bombagem o que encarece a instalação. Estas ligações devem estar projetadas de forma a realizar a denominada alimentação/retorno invertida (Figura 2.5 a) e b)), para que o circuito seja hidraulicamente equilibrado. Para evitar um maior número de perdas do fluido aquecido é recomendado o percurso mais curto possível e como tal é mais conveniente a alimentação invertida [21]. Figura 2.5 - Ligação em paralelo com: a) alimentação invertida e b) retorno invertido. Ainda dentro das ligações em paralelo, esta pode ser feita em paralelo de canais. Esta apresenta como diferenças, menores comprimentos de tubagem e o número aconselhado de coletores ligados é 4 [21]. Na Tabela 2.2 estão representadas os 3 tipos de montagens com o resumo das principais vantagens e desvantagens da cada uma. Tabela 2.2 - Tipos de ligação dos coletores e respetivas vantagens e desvantagens [21]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 16 Para definir a configuração mais adequada do campo solar, foi necessário estimar primeiro a área total necessária de captação. Para isso calculou-se a potência necessária no gerador (𝑄󰇗𝑔) de maneira a fornecer energia suficiente para o ciclo de refrigeração. Varga et al. [22, 23] concluiu que para o ciclo ejetor de geometria variável, do presente projeto, a funcionar com o fluido R600a, um COP médio estará na ordem dos 0,3 e que corresponde a uma potência de arrefecimento 𝑄󰇗𝑒=1,52 𝑘𝑊. Temos então: 𝑄󰇗𝑔=𝑄󰇗𝑒 𝐶𝑂𝑃= 1,52 0,3 ≅5,1 𝐾𝑊 A potência calorifica indicada na equação 2.5 tem de ser fornecida pelos coletores selecionados. Para determinar o número e tipos de coletor a utilizar é necessário saber a curva de rendimento dos coletores em função da radiação. Foi então considerada uma radiação média (G) de 800 W/m2. No catálogo da BAXIROCA [24] existem 2 tipos diferentes de coletores de tubos de vácuo, AR 20 e AR 30. No caso do AR 20, este possui 20 tubos por cada coletor e uma área total de captação de 2,153 m2. O rendimento do coletor em função da temperatura T* e da radiação solar é dada por: 𝜂20 =0,83−1,53×𝑇∗−0,006×𝐺×𝑇∗2 O coletor AR 30 possui 30 tubos, apresenta uma área total de captação de 3,228 m2 e o seu rendimento é dado por: 𝜂30 =0,832−1,14×𝑇∗−0,0014×𝐺×𝑇∗2 A temperatura T* é função da temperatura média do coletor (Tm) e da temperatura ambiente (Ta) e por isso: 𝑇∗=𝑇𝑚−𝑇𝑎 𝐺 𝑇𝑚=𝑇𝑒+(𝑇𝑠−𝑇𝑒) 2 A simulação do desempenho dos dois coletores foi realizado no software EES e o método de cálculo é apresentado na secção 4.6. Como condições de trabalho foi escolhido uma temperatura de entrada da água a 65°C, uma temperatura ambiente de 22 °C e um caudal máximo recomendado por tubo de 0,25 l/min. Na Figura 2.6 a) e b) encontram-se as curvas referentes à performance solar, rendimento médio (equação 4.26) e potência total útil (equação 4.27), para diferentes números de coletores solares ligados em série. (2.5) (2.6) (2.7) (2.8) (2.9) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 17 Figura 2.6 - Variação provocada pelo número de coletores de tubos de vácuo AR 30 e 20 ligados em série na: a) potência útil dos coletores e b) rendimento médio. Valores tirados para Te=65°C, Ta=22°C, G=800 W/m2 e 𝑉󰇗𝑡=0,25 l/min. É possível ver na Figura 2.6 que o rendimento do coletor de tubos de vácuo AR 20 é ligeiramente superior ao do AR 30. Esta diferença é no máximo 2,23% (Figura 2.6 b)). Relativamente à potência útil, para os coletores da gama AR 30 os valores são superiores aos AR 20 e tendem a aumentar com o número de coletores ligados em série (Figura 2.4 a)). Isto deve-se principalmente ao fato de a área do AR 30 ser superior à do AR 20. Para uma potência do gerador de 5,1 kW, 3 coletores da gama AR 30 e 5 da gama AR 20 são suficientes para superar as necessidades. Para o projeto é preferível um menor número de coletores de maneira a compactar o campo solar e como tal a gama AR 30 foi a escolhida. Uma característica a ter em conta é a radiação solar que pode variar significativamente consoante as condições climatéricas e alterar os valores de potência útil (secção 4.6.1). Para evitar problemas de funcionamento e garantir uma margem de segurança, 4 coletores ligados em série (potência total de 7,4 kW) foram escolhidos, pois o valor de potência útil para 3 coletores é 5,6 kW, bem próximo dos 5,1 kW do gerador. 2.1.2 Seleção do depósito de inércia A variação temporal da radiação solar e do desfasamento entre a disponibilidade e utilização de energia, obriga à escolha de um dispositivo de armazenamento. Para este efeito, tipicamente o fluido é armazenado num reservatório de inércia. Este tipo de abordagem permite uma melhoria do rendimento diário do sistema e uma racionalização da capacidade de instalação consoante as necessidades do dia (“Peak Shaving”[25]). No caso do arrefecimento não existe necessidade de armazenamento de energia em grande quantidade, quando comparado com o aquecimento, uma vez que as cargas de arrefecimento mais elevadas são coincidentes com as horas de exposição solar mais intensas. No caso do aquecimento solar, as maiores necessidades serão durante o final do dia e à noite. Nesse caso, já existe um grande desfasamento entre a disponibilidade de radiação solar e as horas de consumo. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 24 Gerador (Liquido) Gerador (Vapor) Evaporador Condensador Área de transferência de calor ( ) 0,23 0,16 0,35 1,04 Características geométricas comprimento x largura x altura (mm) 60 x 113 x 313 62 x 77 x 207 69 x 113 x 313 84 x 113 x 527 Peso (kg) 3,03 1,15 3,47 6,3 2.2 Subsistema de refrigeração O subsistema de refrigeração, apresentado na Figura 1.3, é onde se produz o efeito de arrefecimento para o TDF. Este subsistema baseia-se num ciclo ejetor, equipado com um ejetor de geometria variável (8), e apresenta como fluido de trabalho o isobutano (R600a). A ligação do subsistema de arrefecimento com o de aquecimento é feita no gerador (7), onde a água quente produz o vapor do fluxo primário a alta pressão. O efeito de arrefecimento é obtido no evaporador (9) graças às trocas de calor realizadas no emissor de calor/frio com o espaço a climatizar. Os ganhos de calor no ciclo são dissipados no condensador (10). Uma parte do fluido, após sair do condensador em fase líquida subarrefecida, é introduzido novamente no gerador depois do aumento da sua pressão pela bomba (11). A outra parte do fluxo entra no evaporador através de uma válvula de expansão (13). Nas próximas subsecções serão apresentadas as características e o modo de funcionamento de todos os componentes constituintes deste subsistema. 2.2.1 Gerador, Evaporador e Condensador Os 3 permutadores de calor de placa são da marca Alfa Laval (Suécia). O material utilizado nas placas é de Liga 316 e a soldadura é de cobre [34]. O fluxo realizado é de contra corrente, entre os dois fluidos utilizados, R600a e água. As restantes características de cada permutador podem ser vistas na Tabela 2.4, com ajuda da Figura 2.1. No caso do gerador vão existir dois permutadores, um para a troca de calor em estado líquido e outro em estado gasoso. Tabela 2.4 - Características geométricas dos permutadores da Alfa Laval do gerador, evaporador e condensador [34]. Figura 2.13 - Permutador de calor Alfa Laval [34]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 25 2.2.2 Bomba HTP 300 A bomba HTP 300 (Figura 2.14) aumenta a pressão do R600a em fase líquida até à pressão do gerador. É do tipo de palhetas rotativas de acoplamento magnético e é produzida pela empresa GemmeCott (Itália) [35]. O caudal máximo de circulação desta bomba é de 350 l/h com uma pressão diferencial máxima de 13 bar, uma temperatura máxima de trabalho de 150°C e a velocidade de rotação variável com um valor máximo de 1450 rpm. Figura 2.14 - Bomba HTP 300 [35]. 2.2.3 Válvula de expansão KPR A válvula de expansão KPR da Swagelok (USA) [36] (Figura 2.15) é responsável pela redução da pressão do fluido à entrada do evaporador. O corpo da válvula é feito em aço inox 316. Permite o controlo manual de pressão até aos 3,4 bar e conta com uma pressão máxima de entrada de 6,8 bar. Figura 2.15 - Válvula de expansão KPR da Swagelok [36]. 2.2.4 Separador gás-líquido O separador gás-liquido (componente 12 da Figura 1.3) é utilizado para impedir a entrada de vapor de R600a à entrada da bomba. Para verificar a existência do fluido em fase liquida no separador, existe um vidro transparente na sua parede lateral (ver Figura 2.16). Figura 2.16 - Separador gás-líquido. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 26 2.2.5 Ejetor O ejetor foi inventado em 1901 por Charles Pasrons e teve como primeira utilização a remoção de ar no condensador de uma máquina a vapor. Apenas em 1910 é que se utilizou o ejetor como constituinte de um sistema de arrefecimento, por Maurice Leblanc. Apesar de um aumento de popularidade no início dos anos 30 aquando do uso em ar condicionados de grandes edifícios, com o aparecimento de compressores mecânicos ocorreu a suplantação desta tecnologia até hoje [37]. Na Figura 2.17 é possível ver uma representação de um ejetor e a variação de pressão e velocidade idealizada do fluido no seu interior. Antes de entrar no ejetor, o fluido de trabalho é vaporizado no gerador a pressões elevadas. A este vapor de alta pressão dá-se o nome de fluido primário e dá entrada no nozzle primário onde se expande até velocidades supersónicas (Mach >1), zona ii). Na secção de saída do nozzle é originada uma zona de baixa pressão, provocando a sucção do fluido proveniente do evaporador, denominado de fluido secundário. O fluido secundário é depois acelerado até velocidades sónicas (“choked”), zona iii), enquanto o fluido primário perde velocidade. Isto deve-se à tensão de corte na interface que é desenvolvida entre os dois fluidos, contribuindo também para uma mistura das duas linhas de corrente. Á área da zona onde o fluido secundário atinge a velocidade sónica é denominada de área efetiva. A mistura dos fluidos, ocorrida na câmara de mistura, dá-se a pressão constante e regime sónico até à entrada da garganta, zona iv). Nesta região a mistura sofre um aumento da pressão e a velocidade desce para a região subsónica (“shock”), zona v), devido à pressão no fim do ejetor. O fluxo é depois comprimido, zona vi), no difusor subsónico, até atingir as condições do condensador, zona vii) [37]. Figura 2.17 - Desenho esquemático ideal da variação de pressão e velocidade ao longo de um ejetor de “constant-pressure mixing” e de geometria fixa [37]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 27 Os ejetores podem ser classificados em 2 tipos diferentes consoante o posicionamento do nozzle primário [37]:  “Constant-area mixing ejetor” - Neste caso a saída do nozzle primário encontra-se no interior da secção de área constante, daí o nome associado (Figura 2.18 a)).  “Constant-pressure mixing ejetor” - O nozzle primário encontra-se com o seu plano de saída dentro da zona convergente da câmara de mistura, de frente para a secção de área constante, onde a pressão estática é considerada constante durante a mistura (Figura 2.18 b)). Figura 2.18 - Tipos de ejetores: a) “Constant-area mixing ejetor” e b) “Constant-pressure mixing ejetor” [37]. Os ejetores que realizam a mistura dos dois fluidos a pressão constante tem geralmente um melhor desempenho e por isso são usados mais frequentemente [37]. Relativamente à geometria, os ejetores também podem ser de dois tipos, geometria fixa (Figura 2.17) ou variável (Figura 2.19). Quando a geometria é variável é possível alterar a área de entrada do fluido primário, com o avanço e recuo de um spindle, e consequente caudal primário admitido na câmara de mistura. Este tipo de abordagem permite um controlo mais refinado do desempenho do ejetor e ao mesmo tempo adapta-lo para diferentes condições de trabalho [38]. Figura 2.19 – Ejetor “constant-pressure mixing” e de geometria variável com as respetivas legendas [23]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 28 O desempenho dos ejetores pode ser medido por 3 indicadores [38]:  Razão de sucção (λ) é definida como a razão entre o caudal mássico do fluido secundário (𝑚󰇗𝑒), proveniente do evaporador, e o primário (𝑚󰇗𝑔), vapor proveniente do gerador, como se pode ver na equação seguinte: 𝜆=𝑚󰇗𝑒 𝑚󰇗𝑔  Coefficient of performance (COPej) representa a eficiência do ciclo de frio de ejeção e define-se como a razão entre a potência produzida no evaporador (𝑄𝑒 󰇗) e potência fornecida no gerador (𝑄𝑔 󰇗), vista na equação seguinte: 𝐶𝑂𝑃𝑒𝑗 =𝑄𝑒 󰇗 𝑄𝑔 󰇗 Também pode ser escrita em função da razão de sucção como: 𝐶𝑂𝑃𝑒𝑗 =𝜆×Δℎ𝑒 Δℎ𝑔  Pressão crítica (Pcr) é a pressão do condensador com que o ejetor vai trabalhar para o seu rendimento máximo, para uma pressão do evaporador e gerador fixa. Relativamente às temperaturas/pressões do condensador (Tc/Pc), do evaporador (Tev/Pev) e gerador (Tg/Pg) estas apresentam efeitos diferentes no COP do ejetor. Num ciclo de ejeção, com um ejetor de geometria variável, um aumento da temperatura do evaporador e gerador influenciam de forma positiva o COP. No caso do aumento da temperatura do gerador este traz como desvantagem uma diminuição do rendimento dos coletores e consequentemente do rendimento global do sistema. A eficiência do condensador vai depender da temperatura exterior (condições climatéricas) e o seu aumento leva a uma diminuição do COP [38]. Para ejetores de geometria fixa, o aumento da temperatura no evaporador representa um aumento de COP. Isto não é sempre desejável, pois significa uma menor taxa de refrigeração do espaço a climatizar. A temperatura do gerador tem o efeito contrário, ou seja, diminui o COP do ejetor. Isto pode ser explicado pelo aumento simultâneo da pressão no gerador e o consequente aumento do caudal do fluido primário, enquanto o fluido secundário permanece aproximadamente constante (razão de sucção diminui). A pressão do condensador influência o ejetor na sua razão de sucção (Figura 2.20) e é recomendado não ultrapassar um valor limite (Pcr). Para valores de pressão do condensador inferiores à pressão crítica (Pcr), zona “Double chocking”, a λ manter-se-á constante devido ao fluido secundário atingir a condição sónica (Mach=1) e como tal, apenas dependerá das pressões e temperaturas a montante do ejetor. Se a pressão do condensador ultrapassar Pcr, zona “Single chocking”, os valores de λ começam a depender da pressão do condensador devido ao fato de o fluido secundário não passar o limite sónico. Para pressões muito superiores a Pcr o fluido secundário pode mesmo reverter o sentido e voltar a entrar no evaporador, deixando o ejetor de funcionar. É desejável então que (2.10) (2.11) (2.12) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 29 o ejetor funcione na zona “Double chocking”, a uma pressão do condensador igual a Pcr, de maneira a que a razão de sucção tome o maior valor possível [38, 39]. Figura 2.20 - Regime funcional do ejetor para temperaturas constantes do gerador e evaporador [38]. Além da influência das pressões e temperaturas de funcionamento em cima explicadas, as geométricas também alteram a performance do ejetor. De maneira a otimizar o ejetor, devem ser considerados 3 fatores no estudo da geometria [38]. A razão de áreas (ra), que é definida como a razão entre a área constante (Av) e a área de garganta do nozzle primário (Ai): 𝑟𝑎=𝐴𝑣 𝐴𝑖=(𝑑𝑣 𝑑𝑖)2 A influência do aumento de ra faz com que a razão de sucção aumente e a pressão crítica do condensador diminua para as mesmas temperaturas Tg e Tev (Figura 2.21). A utilização de um ejetor de geometria variável permite variar a razão de áreas em função de Tg e Tev e como consequência trabalhar nas condições ótimas, correspondente à sua Pcr [38]. Figura 2.21 - Razão de sucção (λ) em função da pressão critica (Pc) para dois valores de razão de áreas ra1 e ra2. Valores de Tg e Tev constantes. (2.13) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 30 Um outro fator geométrico importante é a posição de saída do nozzle (NXP) que é definido pela distância entre o ponto de saída do nozzle primário em relação à entrada da secção de área constante [38]. Ao mover para dentro ou fora da câmara de mistura o desempenho do ejetor tende a se alterar, devido à influência na razão de sucção. Segundo o estudo realizado por Varga et al. [38], existe um valor ótimo para o qual a variação positiva do NXP aumenta a razão de sucção e a pressão crítica do condensador, e a partir desse ponto os valores caem abruptamente. O último fator geométrico é o comprimento da secção de área constante (Lm) e é definido como o comprimento total da secção de área constante da câmara de mistura [38]. A razão de sucção varia muito pouco com o aumento do Lm. Apenas a pressão crítica do condensador é que apresenta uma variação significativa. Isto pode ser utilizado para o aumento da pressão critica até certos valores limite e assim aumentar a gama de condições de trabalho possíveis sem sair da zona de “double choking”. Em contrapartida, o aumento de Lm conduz a aumentos de custo e peso do equipamento [38]. O fluido de trabalho escolhido para um ciclo ejetor pode alterar decisivamente a performance de um ejetor. Hoje em dia existe uma grande variedade de fluidos frigorigéneos disponíveis para uso em ciclos de refrigeração. Como fatores de escolha de um fluido de trabalho ideal consideraram-se as seguintes propriedades termodinâmicas e características mais importantes [21]: - Valores altos de calor latente para a gama de temperaturas do evaporador e gerador. - Alta temperatura critica. - Pressão de saturação não muito alta no gerador e não muito baixa no evaporador. - Baixo volume específico no estado de vapor. - Deve ser um fluido seco (curva de saturação de vapor com declive positivo). - Não tóxico. - Não deve ser inflamável. - Não deve apresentar perigo para o meio ambiente. - Um baixo custo. - Uma boa disponibilidade de aquisição. - Boa compatibilidade com os equipamentos utilizados. Tendo em conta todas estas características, foram elaborados estudos por Varga et al. [40, 41] sobre a influência num ejetor para 6 fluidos diferentes: água, R290, R314a, RC318, R512a e R600a. Foi possível concluir que para variações da temperatura do gerador, o fluido frigorigéneo R152a apresentou melhores valores de COP, o R600a melhor comportamento relativamente à λ e o R290 uma menor sensibilidade em relação a ra (Figura 2.21). A água foi o fluido que apresentou os valores mais baixos de COP. Juntando a esse facto as suas baixas pressões de saturação no evaporador e condensador, e concluísse que a água é uma má opção para o ejetor. Os fluidos R290, R134a e R512a, apesar de bons valores de COP, requerem uma construção mais robusta e equipamentos especiais devido às elevadas pressões de vapor no gerador e condensador. O RC318 apresenta os valores de COP mais baixos para todos os fluidos com exceção da água. Por último, o Iso-butano (R600a), apesar da sua Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 31 inflamabilidade, apresenta bons indícios de performance para valores de pressões moderadas. Comparativamente aos outros fluidos utilizados, com exceção da água, é o menos prejudicial para o meio ambiente e como tal foi o fluido escolhido para o uso no ciclo ejetor do presente projeto. O gráfico da Figura 2.22 representa a variação da razão de áreas ótimas com a temperatura do gerador para os fluidos de trabalho referidos anteriormente. Os dados indicados foram obtidos por um modelo numérico desenvolvido para a simulação de um ejetor de “constant-pressure mixing” [41]. É possível constatar que todos os fluidos aumentam a razão de áreas ideais com o aumento da temperatura do gerador, com maior destaque para a água que apresenta uma variação 6 vezes superior relativamente aos outros fluidos, considerando a mesma gama de temperaturas. Devido às variações da temperatura que o gerador vai sofrer com a radiação solar, fica demonstrado que a utilização de um ejetor de geometria variável é o mais indicado de maneira a manter a razão de áreas no valor ótimo. Figura 2.22 - Comportamento da razão de áreas ótimas (ra) em função da temperatura do gerador (Tg) para os fluidos: água, R290, R314a, RC318, R152a e R600a. Valores obtidos para uma temperatura do evaporador de 10°C e uma temperatura do condensador de 35°C [41]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 32 2.3 Subsistema de aquecimento/arrefecimento Este subsistema consiste nos equipamentos utilizados para a climatização do TDF. A ligação ao subsistema de arrefecimento é feita pelo evaporador, que apresenta uma potência de frio de 1,5 kW e uma temperatura média de circulação da água de 17,5°C. Relativamente ao subsistema de aquecimento, a ligação é feita diretamente ao depósito de água. A potência de aquecimento é limitada maioritariamente pela radiação incidida nos coletores e a temperatura média de circulação da água é de 65°C. A comuta entre aquecimento e arrefecimento é feito pela válvula de 3 vias com servomotor (componente 18 da Figura 2.1) existente à saída do evaporador, a seguir ao caudalímetro. Com base na potência de arrefecimento e os caudais de circulação, foram escolhidos 3 unidades de emissão de frio/calor Dubal Hybrid 1000x500. Nas Tabelas 2.5 – 2.7 e Figura 2.23 estão descritas as características técnicas deste equipamento. Tabela 2.5 - Caudal de ar debitado pelo Dubal Hybrid 1000x500 para cada modo de dispersão do ar [24]. Tabela 2.6 - Potência frigorífica debitada pelo Dubal Hybrid 1000x500 em função da temperatura de ida e modo de dispersão do ar [24]. Tabela 2.7 - Potência calorifica debitada pelo Dubal Hybrid 1000x500 em função da temperatura de ida, caudal e modo de dispersão do ar [24]. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 33 Figura 2.23 - Perda de carga em função do caudal para a série Dubal Hybrid 1000x500 [42]. Na Tabela 2.6, para uma velocidade turbo (V3) e uma temperatura entre os 16°C/19°C, 2 equipamentos conseguem debitar uma potência de arrefecimento de 1,72 kW, acima dos 1,5 kW, e também suportam a temperatura média da água de 17,5°C. O caudal em cada equipamento seria então metade do total, 6,65 l/min (399 l/h). A curva de perda de carga em função do caudal de circulação no equipamento Dubal Hybrid 1000x500 é apresentada na Figura 2.23 e utilizando o Software Excel obteve-se a equação de aproximação das perdas (hDH): ℎ𝐷𝐻 =1×10−10𝑉󰇗4−2×10−8𝑉󰇗3+1×10−6𝑉󰇗2+0,0002𝑉󰇗+0,0002 Aplicando apenas 2 emissores, a perda de carga por cada equipamento seria de aproximadamente 1,5 m.c.a. Para 3 emissores, o caudal situa-se nos 266 l/h por equipamento e a perda de carga respetiva é de 0,25 m.c.a. Este valor de perda de carga é bastante mais baixo relativamente ao anterior (decréscimo de aproximadamente 84%). De modo a não aumentar as perdas de carga necessárias vencer na bomba do tipo 2, foram escolhidos então os 3 emissores para o projeto. O TDF é uma casa pré-fabricada em material de poliuretano e será o espaço climatizado a partir dos subsistemas apresentados nos capítulos anteriores 2.1 e 2.2. Para estimar o comportamento térmico do TDF foi necessário conhecer as propriedades termofísicas do material. Para esse efeito utilizou-se o KD2 Pro termal Proprieties Analizer da Decagon (USA). Este equipamento possui uma sonda que deve ser inserida no objeto de estudo e de seguida efetua as medições das propriedades. Na Figura 2.24 é mostrada uma foto da colocação da sonda numa amostra do material utilizado na construção da casa das máquinas e da TDF, com as dimensões 5,4×14,1×27,9 𝑚𝑚. Os resultados da medição são apresentados na Tabela 2.8. A massa da amostra (246,9 g) foi determinada com recurso a uma balança digital e o volume da amostra (2124,3 mm2) foi estimado com base nas dimensões do bloco. A massa específica obtida é então de 116,23 kg/m3. (2.14) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 40  8 Blocos retangulares de cimento utilizados como base para aparafusar o suporte dos coletores solares em vez do chão da cobertura (Figura 3.8); Figura 3.8 - Desenho tridimensional do bloco retangular de cimento utilizado para suporte dos coletores, existente na cobertura exterior do edifício L da FEUP.  5 Vigas usadas para nivelação da casa das máquinas e TDF (Figura 3.9); Figura 3.9 - Desenho tridimensional da viga utilizada na nivelação dos compartimentos existentes na cobertura exterior do edifício L da FEUP. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 41 3.4 Modelo tridimensional do coletor solar de tubos de vácuo AR 30 Os coletores solares de vácuo AR 30, representados na Figura 3.10 a) e b), foram os equipamentos escolhidos para captação de energia pelas razões enumeradas na secção 2.1.1. Figura 3.10 - Desenho tridimensional do coletor na: a) 1ª vista e b) 2ª vista. A inclinação correta dos coletores é assegurada por um suporte para cobertura plana com inclinação regulável entre 35º e 55º. Como se pode ver na Figura 3.11 a inclinação escolhida foi a mais baixa, 35º, de maneira a garantir o maior aproveitamento solar durante os meses de verão. Nas Figuras 3.12 – 3.14 é possível ver com mais pormenor as características do suporte. Figura 3.11 - Desenho tridimensional do suporte de cobertura plana. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 42 Figura 3.12 - Desenho tridimensional do detalhe A-A, local onde se coloca o adaptador de coletores do suporte de cobertura plana. Figura 3.13 - Desenho tridimensional do detalhe B-B, local onde se ajusta o ângulo do suporte de cobertura plana. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 43 Figura 3.14 - Desenho tridimensional do detalhe C-C, local onde se fixa o suporte ao bloco de cimento retangular e se coloca o posicionador de tubos inferior do suporte de cobertura plana. A radiação solar projetada é convertida em calor nos 30 tubos de vácuo existentes em cada coletor. As características geométricas de um dos tubos podem ser vistas nas Figura 3.15 – 3.17 Figura 3.15 - Desenho tridimensional do tubo de vácuo. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 44 Figura 3.16 - Desenho tridimensional do detalhe D-D do tubo de vácuo. Figura 3.17 - Desenho tridimensional do detalhe E-E do tubo de vácuo. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 45 A energia captada nos tubos de vácuo, transmitida para a água, será fornecida ao ciclo solar a partir da ligação hidráulica dos tubos com o adaptador do coletor (Figura 3.18). O alinhamento dos tubos com a restante estrutura é assegurado por dois posicionadores (Figura 3.19). Figura 3.18 - Desenho tridimensional do adaptador do coletor. Figura 3.19 - Desenho tridimensional do posicionador de tubos. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 46 3.5 Modelo tridimensional dos equipamentos instalados na casa das máquinas Devido à falta da representação tridimensional dos equipamentos instalados na casa das máquinas, nas secções seguintes serão apresentados os modelos 3D desenvolvidos. 3.5.1 Depósito acumulador ASA 50 - IN O depósito utilizado, é composto por 2 orifícios para entrada e saída da água proveniente dos coletores e 4 orifícios para o resto do sistema como é possível ver nas Figuras 3.20 a), b) e c). Figura 3.20 - Desenho tridimensional das entradas e saídas do fluido do depósito de água para o sistema e respetivas características geométricas na: a) 1ª vista, b) 2ª vista e c) 3ª vista. Na Figura 3.21 é possível ver com maior pormenor, um dos 2 apoios que constituem o depósito. Figura 3.21 - Desenho tridimensional do apoio do depósito de água e as características geométricas na: a) 1ª vista e b) 2ª vista. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 47 No topo do depósito será colocado um purgador, obrigando o mesmo a ser elevado acima do resto da instalação. Este procedimento garante que não haja acumulação de vapor no resto das condutas. Na Figura 3.20 c) é possível observar o orifício de colocação do purgador. As dimensões e peso do depósito, aproximadamente 70 kg quando cheio com água, do depósito levantaram algumas questões sobre o melhor modo da instalação dentro da casa das máquinas. Foi então dimensionada e modelada tridimensionalmente uma possível solução de suporte ao mesmo. Esta solução passaria pela montagem de uma estrutura metálica, constituída por várias barras de alumínio de um determinado perfil a ser definido, que permitisse a distribuição do peso pelo chão. O perfil foi escolhido a partir de 3 opções diferentes existentes no mercado. As imagens dos perfis (Figura 4.1) e cálculos de dimensionamento estático estão presentes no Capítulo 4.5. O preço do perfil quadrangular é de 5,99 €/m, do perfil quadrangular de 9,99 €/m e do perfil Maytec de 8,66 €/m. Na Figura 3.22 a) é possível visualizar as dimensões da estrutura idealizada para suportar o depósito. As duas barras verticais colocadas na face esquerda da estrutura tinham como objetivo segurar o depósito na posição vertical e permitir ao mesmo tempo a sua deslocação ao longo das mesmas caso fosse necessário ajustar o posicionamento. Figura 3.22 - Desenho tridimensional da: a) estrutura e depósito com as respetivas dimensões geométricas e b) estrutura e depósito colocados no interior da casa das máquinas. O comprimento total das barras a usar na estrutura era aproximadamente 25,37 m. Para este comprimento o preço total para o uso do perfil quadrangular era de 152 €, do perfil retangular 253 € e do perfil Maytec de 250 €. Sabendo que o alumínio usado nos perfis apresentava uma tensão de cedência de 250 MPa [44] e comparando com os valores de tensão máxima para os diferentes perfis, visto no Capítulo 4.5, pode ser concluir que nenhum colocaria a estrutura em risco face do peso do depósito. Devido a todos os perfis servirem para a estrutura, o preço tornou-se então o fator que mais contribuiu para a escolha e face a estas condições, o perfil quadrangular apresentou a melhor relação tensão/preço relativamente aos outros. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 48 Apesar da modelação e estudo da eventual estrutura, chegou-se à conclusão que esta solução não seria necessária. O preço elevado e o facto de não estar previsto no orçamento obrigaram a procura de outras soluções. Ao entrar em contacto com a empresa que produziu e realizou a instalação da casa de máquinas, Timeless Landscape, para saber se a fixação era possível na parede, esta confirmou que a mesma conseguia suportar o peso. 3.5.2 Vaso de expansão Vasoflex solar N 35/2,5 l Na Figura 3.23 são visualizadas as características geométricas do vaso de expansão, utilizado para impedir problemas na instalação relacionadas com a variação do volume da água a altas temperaturas em alguns pontos do sistema. No topo existe uma tampa que cobre o orifício onde se realiza o enchimento de azoto e na lateral, um orifício de 19,05 mm de diâmetro que irá ser ligado à água bombeada para os coletores. O apoio do vaso é feito no chão da casa das máquinas. Figura 3.23 - Desenho tridimensional do vaso de expansão e respetivas dimensões geométricas. 3.5.3 Bomba ECO QUANTUM 1035 A modelação da bomba ECO QUANTUM 1035 foi um dos componentes de maior trabalho devido a um número elevado de pormenores de construção. Na Figura 3.24 a), b) e c) encontram-se as suas características geométricas. A zona superior da bomba, caixa negra e cinzenta, é o local onde se encontram as ligações elétricas que permitem o controlo da velocidade de funcionamento. No total serão utilizadas 3 bombas deste tipo na instalação, todas colocadas no interior da casa das máquinas. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 49 Figura 3.24 - Desenho tridimensional da bomba ECO QUANTUM 1035 e as características geométricas na: a) 1ª vista, b) 2ª vista e c) 3ª vista. 3.5.4 Grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples O grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples, responsável pela circulação/regulação do caudal nos coletores, é constituído pelos seguintes componentes:  Regulador de caudal com um circulador no centro e termómetro no topo (Figura 3.25 a) e b)); Figura 3.25 - Desenho tridimensional do regulador de caudal pertencente ao Grupo hidráulico solar Hydraulic 10 simples e as características geométricas na: a) 1ª vista e b) 2ª vista. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 56 Nas Figuras 3.38 a) e b) e Figuras 3.39 a) e b), é possível ver a características geométricas dos equipamentos antes e depois da colocação da tubagem de ligação. Em relação à disposição dos equipamentos, foram seguidas as seguintes restrições:  Altura de 1,2 m do grupo hidráulico, escolhida de maneira a permitir uma fácil consulta do termómetro e manómetro. Como consequência do grupo hidráulico ter de estar alinhado com o retorno do depósito, este apresentou no fim, uma altura de aproximadamente 1,12 m em relação ao chão da casa das máquinas.  A distância de 0,2 m em relação á parede do grupo hidráulico e vaso de expansão deveu-se à necessidade de espaço necessário para que a tubagem, já a contar com isolamento, entrasse dentro de casa.  Os 0,866 m de distância entre a parede e o depósito de água deveu-se ao espaço necessário deixar para colocar uma válvula de corte e a tubagem de ligação ao grupo hidráulico. Figura 3.38 - Desenho tridimensional da casa das máquinas, ciclo ejetor, depósito de inércia ASA 50 - IN, Vasoflex solar N35/2,5 L e grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples com: a) com características geométricas sem tubagem e b) sem características geométricas e com tubagens. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 57  As válvulas de 3 vias com servomotor e bombas ECO QUANTUM 1035, vistas na Figura 3.39 a) e b), foram colocadas consoante o espaço restante disponível. Figura 3.39 - Vista de cima do desenho tridimensional da casa das máquinas, ciclo ejetor, depósito de inércia ASA 50 - IN, Vasoflex solar N35/2,5 L, grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 simples, válvulas de 3 vias com servomotor e bombas ECO QUANTUM 1035 com: a) características geométricas sem tubagem e b) sem características geométricas e com tubagem. Para melhor compreensão da disposição dos componentes e ligações efetuadas com a tubagem de cobre, seguem-se as Figuras 3.40 e 3.41 a) e b). Figura 3.40 - Desenho tridimensional da casa das máquinas com equipamentos e tubagem. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 58 Figura 3.41 - Vista tridimensional da casa das máquinas com equipamentos e tubagens em: a) vista geral e b) vista detalhada F-F. Tal como a colocação da tubagem exterior, a tubagem interior e equipamentos sofreram alterações da fase inicial para a final. Para além dos motivos enumerados no Capítulo 3.6, as bombas sofreram alterações na sua disposição, pois o modo de funcionamento imponha que a caixa no topo estivesse deitada. Como a tubagem já não necessitaria de passar pela parte de trás da casa, sobrou espaço para organizar as bombas na nova disposição junto com as válvulas. Quanto ao grupo hidráulico, este foi disposto na vertical para evitar necessidade de mais desvios ou acessórios de tubagem do retorno dos coletores e como consequência o depósito de água e vaso de expansão foram deslocados para a esquerda. Na Figura 3.42 a) e b) conseguem-se perceber as referidas alterações na disposição dos equipamentos. Figura 3.42 - Desenho tridimensional da passagem da tubagem no interior da casa das máquinas para: a) 1ª solução e b) 2ª solução. O trabalho de modelação realizado e descrito neste Capítulo permitiu que no final se obtivesse um modelo tridimensional completo do SOLAC-TDF. Com este modelo foi possível planificar o posicionamento e ligação de todos os equipamentos necessários ao projeto antes da montagem real e com isso realizar um estudo das perdas térmica/perdas de carga e elaboração de orçamentos para tubagens e isolamentos. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 59 4. Estudo das perdas de carga, tensão de flexão, perdas térmicas e comportamento térmico dos coletores. Neste capítulo são explicados os processos de cálculo e os respetivos resultados utilizados do estudo da melhor configuração da tubagem na instalação, da resistência dos perfis a usar na estrutura do depósito, dimensionamento de equipamentos, espessura de isolamento e o comportamento térmico do subsistema solar. 4.1 Estudo das perdas de carga nas ligações hidráulicas. As perdas de carga do sistema definem-se como as perdas energéticas, expressas em unidades de energia por volume ou peso, que o fluido sofre devido à fricção das partículas do fluido entre si e com a parede do tubo de onde circula [46]. Existem dois tipos de perdas de carga em tubagens. As perdas de carga localizadas (hC) que ocorrem quando existe uma mudança de direção das linhas de fluxo do escoamento, por exemplo em acessórios (válvulas, redutores, etc.). Neste caso a perda de energia é concentrada nesse curto espaço compreendido pelo acessório e é proporcional com a energia cinética do fluido. Ao fator de proporcionalidade denomina-se de coeficiente de perda de carga (KL). Sendo assim, a perda de carga, em unidades de pressão, pode ser estimada pela equação [46]: ℎ𝐶=𝛴𝐾𝐿𝑉2 2𝑔 As perdas de carga em linha (hL) ocorrem ao longo de trechos retilíneos devido ao atrito entre a parede da tubagem e o fluido em escoamento e podem ser exprimidas em unidades de pressão, pela equação [46]: ℎ𝐿=𝑓 𝐿 𝐷𝑖𝑛𝑉2 2𝑔 O coeficiente de Darcy (f), ou coeficiente de atrito, descreve o comportamento de um fluido a circular num meio poroso e apresenta dependência do regime de escoamento do fluido e da rugosidade da parede (ε), para além das características geométricas [46]. O regime do escoamento é caracterizado pelo número de Reynolds (Re) e é dado por: 𝑅𝑒=𝑉𝐷𝑖𝑛𝜌 𝜇 (4.1) (4.2) (4.3) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 60 Para valores de Re abaixo de 2000, o escoamento é considerado laminar e acima de 4000, regime turbulento. Entre os dois valores, dá-se o nome de regime de transição [46]. Na tabela 4.1 encontram-se as fórmulas empíricas para a estimativa do fator f com as suas gamas de validade. Tabela 4.1 - Cálculo do coeficiente de Darcy em função do número de Reynolds [46]. No final do estudo da modelação tridimensional, apresentado nas seções 3.6 e 3.7, foram colocadas como hipóteses duas configurações possíveis para a ligação do campo solar com a casa das máquinas (Figura 3.35, 3.36, 3.41 e 3.42). Um dos fatores de escolha foi o estudo das perdas de carga no sistema para as duas hipóteses, elaborado no software EES. No geral foram considerados, um caudal de circulação do sistema (𝑉󰇗) igual a 15 l/min, o diâmetro exterior do tubo de cobre (D) de 22 mm, o interior (Din) de 20 mm e a rugosidade (ε) de 0,0015 mm [46]. As características de cada configuração, descrita em maior detalhe nas seções 3.6 e 3.7, com o número/tipo de acessórios utilizados e o comprimento de tubagem encontram-se na Tabela 4.2. Tabela 4.2 - Número e tipos de constituintes das duas configurações com o comprimento de tubagem total associado. A temperatura de referência para a determinação das propriedades físicas da água foi considerada como a média entre a temperatura média mais baixa no sistema (subsistema de refrigeração) e a temperatura média mais alta (subsistema solar) 𝑇=𝑇 𝑠_𝑟+𝑇 𝑠_𝑠 2=17,5+110 2=63,75 ℃ A velocidade média (V) e respetivo número de Reynolds (Re) é dado por: 𝑉=𝑉󰇗 𝐴=15 1000×60 𝜋×0,022 4=0,8 𝑚/𝑠 𝑅𝑒=𝑉𝐷𝑖𝑛𝜌 𝜇=0,7958×0,02×981,4 4,414×10−4 =35387 (4.4) (4.5) (4.6) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 61 O número de Reynolds calculado indica que o regime de escoamento é turbulento e, como tal, o coeficiente de Darcy calculado é igual a 0,023 (Tabela 4.1) Os coeficientes de perda de carga dos acessórios são dados na Tabela 4.3. Tabela 4.3 - Coeficientes de perda de carga (KL) para os diferentes acessórios [47]. Recorrendo às equações 4.1 e 4.2, os resultados das perdas de carga em linha, localizadas e totais para cada uma das configurações são resumidas na Tabela 4.4. Como se pode ver na tabela, a 2ª configuração é claramente a melhor opção. Em primeiro lugar, esta solução requer um comprimento total de tubagem e número de acessórios inferior, que resulta num custo mais baixo. Em segundo lugar, a perda de carga estimada é cerca de 51% mais baixa que a 1ª configuração, o que contribui para um custo de funcionamento significativamente inferior. Tabela 4.4 - Perdas de carga para as duas configurações. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 62 4.2 Estudo da altura necessária à bomba do tipo 1. A bomba do tipo 1 utilizada no circuito solar, como foi referido na secção 2.1.5, necessita da vencer as perdas de carga dos equipamentos utilizados no subsistema solar (Figura 1.3). A circulação da água é feita em circuito fechado, e como tal, a pressão da bomba (ΔPb) será dada pela equação: ∆𝑃𝑏=𝑓𝐿 𝐷𝜌𝑉2 2+𝛴𝐾𝐿𝜌𝑉2 2 A bomba do tipo 1 tem de bombear o fluido para um comprimento de tubagem de aproximadamente 24 metros, constituído por 12 cotovelos de 90º e 2 válvulas de corte. Os cálculos foram elaborados para uma temperatura média da água de 110°C, um caudal de 15 l/min, coeficientes de perda localizada para os acessórios na Tabela 4.3 e o coeficiente de Darcy igual a 0,023. As perdas de carga dos coletores (PCol) já foram estimadas com dados adquiridos pela BAXIROCA [24]. Uma vez que os dados foram apresentados de uma forma gráfica decidiuse ajustar um polinómio de 2º grau. A equação resultante da aproximação têm a seguinte forma: 𝑃𝑐𝑜𝑙 =0,1944𝑉󰇗2+1,2269𝑉󰇗−0,4857 Para o caudal considerado, a perda num coletor é aproximadamente de 61,66 kPa. No caso do presente projeto, existem 4 coletores ligados em série e consequentemente a perda é 4 vezes superior, representado uma perda total nos coletores (𝑃𝑇_𝑐𝑜𝑙) de 246,64 kPa. Este valor de perda de carga é demasiado elevado para uma bomba compensar e então decidiu-se arbitrar um caudal mais baixo de circulação nos coletores de 8 l/min. Para este valor, as perdas de carga totais nos coletores são de 87,08 kPa. Existe também um purgador instalado com uma perda de carga muito baixa e como tal, desprezável. Na folha informativa do caudalímetro DUK 21 G4 HL 443 L [32], o valor de perda de carga (𝑃𝐷𝑈𝐾) é de 15,17 kPa. Na secção 2.1.5 foi referido ainda que o tipo de bomba a escolher teria de ser um grupo hidráulico Solar Hydraulic 10 Simples. Este grupo hidráulico apresenta uma perda de carga (𝑃𝐺𝐻) de aproximadamente 4,24 kPa. Realizando o somatório de todas as perdas de carga obtêm-se a perda de carga total e é igual a: ∆𝑃𝑏=𝑓𝐿 𝐷𝜌𝑉2 2+(𝛴𝐾𝐿𝜌𝑉2 2+𝑃𝑇_𝑐𝑜𝑙+𝑃𝐷𝑈𝐾+𝑃𝐺𝐻) =2,54+(1,74+87,08+15,17+4,24)=𝟏𝟏𝟎,𝟕𝟕 𝒌𝑷𝒂=𝟏𝟏,𝟒 .𝒄.𝒂 (4.7) (4.8) (4.9) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 63 4.3 Estudo da altura necessária à bomba do tipo 2. Para cálculo das perdas de carga total, referidas na secção 2.1.6, são necessárias as perdas de carga dos permutadores e das propriedades da água para as temperaturas de trabalho. Os 4 permutadores de calor utilizados no subsistema de arrefecimento (evaporador, condensador e gerador) têm as condições operativas nas fichas técnicas do fabricante, com exceção do caudal do evaporador que foi medido experimentalmente [48] e de valor 13,3 l/min. A temperatura média da água do evaporador é de 17,5°C e o valor de perda de carga de 1,43 kPa. O condensador apresenta uma temperatura média da água de 27,5°C, um valor de perda de carga de 3,07 kPa e um caudal de 9,6 l/min. Por último, no gerador, a temperatura média da água é de 110 °C, a perda de carga dos dois permutadores é de 5,71 kPa e o caudal de 8,05 l/min. Os coeficientes de perdas considerados para os acessórios encontram-se na Tabela 4.3 e o coeficiente de Darcy é de 0,023 As bombas do tipo 2 serão instaladas em 3 troços diferentes, definidos na secção 2.1.6. Os equipamentos e perdas de carga associadas ao 1º, 2º e 3º troço podem se encontrar nas Tabelas 4.5-4.7. Como conclusão o troço com maiores perdas é o 2º. Isto deve-se às elevadas perdas que o caudalímetro e emissores de calor/frio Dubal Hybrid acrescentam no total. Só a perda do caudalímetro é superior às perdas do 1º e 3º troço juntos. Tabela 4.5 - Equipamentos e perdas de carga do 1º troço. Tabela 4.6 - Equipamentos e perdas de carga do 2º troço. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 64 Tabela 4.7 - Equipamentos e perdas de carga do 3º troço. 4.4 Cálculo do volume do vaso de expansão. O método de cálculo para o volume do vaso foi baseado nas fórmulas apresentadas nas fichas técnicas da BAXIROCA [24]. Considerando que o volume total da instalação é aproximadamente de 100 l; o volume de líquido em cada coletor é de 5,6 l; o coeficiente de dilatação (β) para a água é de 3,5%; a pressão absoluta mínima (Pmín) de 3 bar e a máxima (Pmáx) de 7 bar; temos então: 𝑉𝐷=𝑉𝑇×𝛽=100×0,035=3,5 𝑙 𝜂𝐸=𝑃𝑚á𝑥−𝑃𝑚í𝑛 𝑃𝑚á𝑥 =7−3 7=0,57 𝑉𝑉=𝑉𝐷×1,25 𝜂𝐸+𝑉𝐶 =3,5×1,25 0,57 +(4×5,6)=30,08 𝑙 Na fórmula do volume do vaso, foi considerado um coeficiente de segurança de 25%. A soma final do volume dos 4 coletores de tubos de vácuo (VC), para além de já estar incluído no volume total da instalação, prende-se com o perigo de estagnação, explicado na secção 2.1.8. (4.10) (4.11) (4.12) (4.13) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 65 4.5 Estudo das tensões de flexão na estrutura de suporte do depósito de água. Foi efetuado o cálculo das tensões de flexão provocadas na estrutura de suporte do depósito de água, como componente de maior peso instalado na casa de máquinas. Foram consideradas então 3 tipos de perfis como alternativas diferentes para as barras da estrutura (Figura 4.1). Figura 4.1 - Desenho e eixo neutro (G) do perfil: a) quadrangular, b) retangular e c) Maytec. O apoio do depósito é feito em 4 pontos nas duas barras verticais e o seu peso, quando cheio, é dado por: 𝑃𝑑=𝑚𝑑×𝑔=70×9,81=686,7 𝑁 A força provocada pelo peso em cada apoio, quando distribuída de forma igual em cada, é de 171,7 N. A disposição das forças provocadas pelo depósito na estrutura são visualizadas na Figura 4.2. Figura 4.2 - Esquema das forças provocadas na estrutura pelo depósito. (4.14) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 72 potência total útil e diminuição da temperatura de saída podem ser explicados com recurso às equações 2.2 e 4.27. Um aumento de caudal, para as mesmas diferenças de temperatura entre a entrada e saída dos coletores, provoca um aumento na potência total útil. Já para o mesmo valor de potência total útil, um aumento de caudal diminui a variação de temperaturas e consequentemente a temperatura à saída dos coletores. Na equação 2.7, a variação do rendimento do coletor AR 30 também aumenta com a diminuição da temperatura de saída. 4.7 Estudo das perdas térmicas nas ligações hidráulicas e seleção do isolamento. O estudo das perdas térmicas da água que circula ao longo da tubagem do sistema SOLACTDF foi realizado para assistir a escolha entre as duas soluções propostas nas secções 3.6 e 3.7 e ao mesmo tempo permitir a caracterização do isolamento necessário à instalação. A transferência de calor (perdas térmicas) na tubagem ocorre sempre que existe diferença de temperaturas entre o fluido de trabalho/meio ambiente e pode ser de 3 formas: i) condução, ii) convecção e iii) radiação. As perdas por condução são identificadas pelo modo de transporte molecular, mecanismo típico dos meios sólidos ou fluidos em repouso (meios estacionários). A direção da transferência de energia é no sentido da temperatura mais baixa. Relativamente à convecção, esta pode ser definida pelo modo como o transporte molecular, dos fluidos em movimento, é potenciado com o transporte global (do próprio escoamento e o transporte dos turbilhões quando o escoamento é turbulento). Este processo pode ainda ser divido em dois modos de convecção. Se o movimento do fluido for provocado por uma bomba, ventilador ou outra fonte estranha ao processo de transferência de calor, por exemplo vento, a convecção diz-se forçada. Caso o movimento do fluido seja causado pelas diferenças de massa volúmica do fluido, provocadas pela própria transferência de calor, a convecção diz-se natural. Por último, as perdas por radiação ocorrem entre superfícies com uma “linha de visão” entre si. Todas as superfícies a uma temperatura maior que zero Kelvin emitem energia na forma de ondas eletromagnéticas. Deste modo existe uma transferência de calor por radiação entre duas superfícies que se encontram a diferentes temperaturas [50, 51]. O foco do estudo será nas perdas térmicas por convecção e condução. As perdas por radiação são desprezadas, por terem pouco peso. A transferência de calor no cobre também foi considerada desprezável por causa da baixa espessura do tubo (1 mm) e a sua alta condutibilidade térmica (401 W/mK). Para facilitar os cálculos da transferência de calor, foi utilizado uma análise reo-elétrica [51], indicada na Figura 4.10. A abordagem escolhida permite estudar o processo de transferência de calor ao longo do sistema com maior eficácia. De acordo com a Figura 4.10, foram consideradas 3 resistências térmicas incluindo a resistência convectiva água/tubo (Rcv,ar); resistência condutiva do isolamento (Rcd,iso); resistência convectiva isolamento/ar (Rcv,a). Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 73 Figura 4.10 - Corte do tubo de cobre isolado, com respetivos constituintes e esquema reoelétrico. As resistências térmicas e as perdas calorificas da água/tubo (𝑄󰇗𝑎), isolamento (𝑄󰇗𝑖𝑠𝑜) e isolamento/ar (𝑄󰇗𝑎𝑟) são dados por [51]: 𝑄󰇗𝑎=(𝑇a−𝑇𝑖𝑛𝑡_𝑐𝑜𝑏) 𝑅𝑐𝑣,á𝑔𝑢𝑎 𝑅𝑐𝑣,𝑎 =1 ℎ𝑎×2𝜋×𝑅𝑖𝑛𝑡_𝑐𝑜𝑏×𝐿 𝑄󰇗𝑖𝑠𝑜 =(𝑇int _𝑖𝑠𝑜−𝑇ext _𝑖𝑠𝑜) 𝑅𝑐𝑑,𝑖𝑠𝑜 𝑅𝑐𝑑,𝑖𝑠𝑜 =(𝑙𝑛(𝑅𝑒𝑥𝑡_𝑖𝑠𝑜 𝑅𝑖𝑛𝑡_𝑖𝑠𝑜)) 𝑘𝑖𝑠𝑜×2𝜋×𝐿 𝑄󰇗𝑎𝑟 =(𝑇ext _𝑖𝑠𝑜−𝑇𝑎𝑟) 𝑅𝑐𝑣,𝑎𝑟 𝑅𝑐𝑣,𝑎𝑟 =1 ℎ𝑎𝑟×𝐴𝑙=1 ℎ𝑎𝑟×2𝜋×𝑅𝑒𝑥𝑡_𝑖𝑠𝑜×𝐿 Considerando que o regime de transferência de calor é permanente, não há acumulação de calor, por isso as equações 4.31 – 4.36 podem ser combinadas em: 𝑄󰇗𝑝=𝑄󰇗𝑎𝑟 =𝑄󰇗𝑖𝑠𝑜 =𝑄󰇗𝑎=(𝑇a−𝑇𝑎𝑟) 𝑅𝑐𝑣,𝑎𝑟+𝑅𝑐𝑑,𝑖𝑠𝑜+𝑅𝑐𝑣,𝑎 (4.29) (4.30) ( (4.31) (4.32) (4.33) (4.34) (4.35) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 74 As equações 4.31 – 4.37 vão depender do raio exterior (Rext_iso)/espessura (e) do isolamento e propriedades do ar e água. As propriedades da água e do ar variam consoante a temperatura e velocidade a que circulam. Devido a estas variações, decidiu-se fazer um estudo para avaliar a influência nas perdas de calor da temperatura ambiente (Tar), temperatura da água (Ta) e o local onde se desenvolve o escoamento (exterior/ interior da casa de máquinas). Portugal tem um clima com bastantes variações de temperatura durante o ano inteiro, por isso a análise das perdas para diferentes temperaturas ambiente torna-se essencial. Neste caso, foram consideradas temperaturas ambiente entre os 0 e os 30°C. Relativamente à água que circula no interior dos tubos, dois tipos de variação devem ser considerados. Primeiro, a temperatura do fluido que circula no subsistema solar é muito superior à que circula no subsistema de refrigeração. Segundo, existe uma variação temporal da temperatura de aquecimento. Por exemplo, no inicio do dia a temperatura da água nos tubos encontra-se a temperaturas mais baixas do que a meio do dia, devido a uma conversão nos coletores de energia solar em calor para esse intervalo de tempo. Foram escolhidas as temperaturas da água de 15 e 120°C para o estudo. A de 15°C aproxima-se da temperatura da água proveniente da rede e será a menor temperatura esperada no subsistema solar. Os 120°C é a temperatura da água máxima do projeto à saída dos coletores e entrada do acumulador. A transferência do calor do isolamento para o ar é tipicamente do tipo, convecção forçada para os tubos instalados no exterior da casa das máquinas e do tipo convecção natural quando no interior. Consequentemente os coeficientes de convecção do ar no exterior (ℎ𝑒𝑥𝑡) são esperados serem superiores aos interiores (ℎ𝑖𝑛𝑡). O coeficiente de convecção é dado por: ℎ=𝑁𝑢×𝑘 𝐿 De acordo com a equação 4.36, h é dependente da condutibilidade térmica do fluido (k), da geometria característica do escoamento (L) e do número de Nusselt (Nu). Para escoamentos interiores de tubulares em regime laminar e fluxo de calor constante Nu é 4,36, enquanto a temperatura constante Nu é 3,66. No caso de escoamentos turbulentos e considerando calor/temperatura constante, o Nu pode ser determinado pelas seguintes equações empíricas [50]: 𝑁𝑢=0,036𝑅𝑒0,8𝑃𝑟1/3(𝐷 𝐿)0,055 {10<𝐿 𝐷 ⁄<400 𝑁𝑢=0,023𝑅𝑒0,8𝑃𝑟𝑛 {0,7<𝑃𝑟<160 𝑅𝑒≥104 𝐿 𝐷 ⁄≥10 𝑛=0,4 (𝐴𝑞𝑢𝑒𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜) 𝑛=0,3 (𝐴𝑟𝑟𝑒𝑓𝑒𝑐𝑖𝑚𝑒𝑛𝑡𝑜) 𝑁𝑢=0,027𝑅𝑒0,8𝑃𝑟1/3(𝜇𝑚 𝜇𝑝)0,14 {0,7<𝑃𝑟<16700 𝑅𝑒>104 𝐿 𝐷 ⁄≥10 (4.36) (4.37) (4.38) (4.39) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 75 Re C n 0,4 - 4 0,989 0,33 4 - 40 0,911 0,385 40 - 4 000 0,683 0,466 4 000 - 40 000 0,193 0,618 40 000 - 400 000 0,0266 0,805 Re C n 10-10 < Re <10-2 0,675 0,058 10-2 < Re < 1021,02 0,148 102 < Re < 1040,85 0,188 104 < Re < 1070,48 0,25 107 < Re < 1012 0,125 0,33 Para escoamentos externos, no exterior da tubagem (em contacto com o ar), o número de Nusselt varia consoante o tipo de convecção. Para convecção forçada, Nu é dado na equação 4.40 e os respetivos coeficientes C e n em função de Re na Tabela 4.8 [50]: 𝑁𝑢=𝐶𝑅𝑒𝑛𝑃𝑟1/3 Tabela 4.8 - Coeficientes C e n em função do número de Reynolds para convecção forçada no exterior de tubos circulares horizontais [50]. No caso da convecção natural em tubagens, Nu é dado por [50]: 𝑁𝑢=𝐶(𝐺𝑟 𝑃𝑟)𝑛 Os coeficientes C e n em função de Re são fornecidos na Tabela 4.9. O número adimensional de Grashof (Gr) é definido por [50]: 𝐺𝑟=𝑔𝛽Δ𝑇𝐷3 𝜐2 Tabela 4.9 - Coeficientes C e n em função do número de Reynolds para convecção natural no exterior de tubos circulares horizontais. [50] As condições utilizadas no estudo térmico do isolamento podem se encontrar na secção 4.1, com exceção das propriedades da água (temperatura, viscosidade e densidade). A condutibilidade térmica do isolamento é 0,033 W/mK, enquanto a velocidade do ar no exterior da casa considerou-se de 2 m/s. A Tabela 4.10 apresenta o comprimento total de tubagem no interior e exterior da casa das máquinas para as duas soluções estudadas. (4.40) (4.41) (4.42) Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 76 1ª solução 2ª solução Interior da Casa (m) 24,6 20,2 Exterior da Casa (m) 30,0 21,6 Total (m) 55 42 Tabela 4.10 - Comprimento da tubagem (L) no interior e exterior da casa das máquinas para cada solução estudada. Utilizando o conjunto de equações 4.29 – 4.42 e Tabelas 4.8-4.10, foram obtidos os resultados apresentados no conjunto das Figuras 4.11 – 4.14. Nestas, são apresentadas as perdas térmicas (𝑄󰇗𝑝) para diferentes valores de temperatura do ar e da água, consoante a espessura de isolamento (e) escolhida em cada solução de layout na casa das máquinas. Figura 4.11 - Variação de Q󰇗p com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas exteriores do ar e uma temperatura da água de 15°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. Figura 4.12 - Variação de Q󰇗p com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas exteriores do ar e uma temperatura da água de 120°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 77 Figura 4.13 - Variação de Q󰇗p com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas interiores do ar na casa das máquinas e uma temperatura da água de 15°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. Figura 4.14 - Variação de Q󰇗p com a espessura do isolamento para diferentes temperaturas interiores do ar na casa das máquinas e uma temperatura da água de 120°C: a) 1ª solução e b) 2ª solução. Olhando para as Figuras 4.11 – 4.14, é possível observar que as perdas térmicas, para as mesmas espessuras de isolamento e temperatura do ar, são inferiores para a 2ª solução. Isto deve-se ao menor comprimento de tubagem e como consequência uma menor área de superfície de contacto para transferência de calor. Para temperaturas de água de 120°C e 15ºC (Figuras 4.11 – 4.14) a diminuição da temperatura ambiente promove um aumento das perdas e como consequência é necessário um aumento da espessura do isolamento. Por exemplo, para o caso da Figura 4.14 b), considerando uma Ta = 10ºC e uma e = 9 mm, a perda de calor é de aproximadamente 500 W. Ao mesmo tempo, para uma Ta = 30ºC, o mesmo valor de perda de calor corresponderia a uma e = 4 mm. Comparando as perdas calorificas para as duas temperaturas da água consideradas, estas tendem a baixar com a diminuição da temperatura de água e como consequência também as espessuras de isolamento. Como exemplo, nas Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 78 Figuras 4.11 b) e 4.12 b), considerando uma espessura de 10 mm e uma Ta de 10°C, as perdas são de aproximadamente 25 W e 710 W, respetivamente. O valor de espessura de isolamento escolhida para a solução do projeto (2ª solução) foi feita considerado um valor de perdas aceitável de 5% do total da potência útil dos coletores (7,4 kW), ou seja, 370 W. Considerando uma Ta = 10ºC e uma temperatura da água a 120ºC (temperatura de maiores perdas), a espessura mínima no exterior da casa das máquinas é de 28 mm (ver Figura 4.12 b)) e para o interior da casa de 17 mm (ver Figura 4.14 b)). Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 79 5. Construção da casa das máquinas, TDF e montagem dos coletores solares. A montagem do projeto foi feita na cobertura do edifício L da FEUP e teve 5 fases diferentes: 1) Construção da TDF e casa de máquinas. 2) Montagem dos coletores. 3) Colocação dos equipamentos do subsistema solar e as respetivas ligações hidráulicas. 4) Colocação e montagem do ciclo ejetor no interior da casa de máquinas. 5) Ligações hidráulicas dos restantes subsistemas de refrigeração e de aquecimento/arrefecimento. O projeto está previsto terminar com a realização destas fases em agosto de 2015. Com o tempo disponível para a realização da presente dissertação, apenas serão cobridas as duas primeiras fases. A empresa Timeless Landscape foi responsável pelo fornecimento e montagem da casa das máquinas e TDF. O material constituinte dos compartimentos já foi referido na secção 2.3 e as paredes de ambos foram cortadas à medida nas instalações da empresa. As janelas também foram instaladas previamente e a porta foi colocada já na fase de montagem dos espaços. As paredes, chão e teto foram colados na cobertura. Este era o procedimento mais adequado pois o transporte e colocação na cobertura destes compartimentos já montados levantariam muitos problemas devido aos acessos. Depois de descarregado o material na cobertura, para evitar dificuldades de encaixe dos constituintes e circulação de tubagens, procedeu-se no início, ao estudo da nivelação do chão da cobertura que apresentava várias irregularidades. Para contrariar o desnível, vigas de metal foram usadas juntamente com calços por baixo, caso fosse necessária maior elevação (Figura 5.1). Só após a nivelação da superfície é que se procedeu à montagem. Figura 5.1 - Nivelação do chão da cobertura do edifício L da FEUP. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 80 Começou-se então pela colocação das placas pertencentes ao chão da casa das máquinas e TDF em cima das vigas de metal com uma distância a separar ambas de 10 cm. Com a base definida, procedeu-se à colagem do resto das placas que formam as paredes e teto, primeiro da TDF (Figura 5.2) e depois da casa das máquinas (Figura 5.3). Figura 5.2 - Montagem da TDF em diferentes fases: a) colocação do chão, b) colocação das paredes e c) colocação do teto e porta. Figura 5.3 - Montagem da casa das máquinas em diferentes fases: a) colocação do chão, b) colocação das paredes e porta e c) colocação do teto. Devido a um regime de ventos mais forte na cobertura quando comparado com o nível do chão, especialmente na altura de Inverno, foram utilizadas duas cordas de aço para a TDF e uma para a casa de máquinas, de modo a fixar os espaços (Figura 5.4 a)). As cordas foram presas com ganchos de aço, fixados na beira da cobertura e parede da casa do elevador, existente por de trás dos dois espaços. Relativamente à circulação do ar no interior da casa das máquinas, esta foi garantida por dois pares de grelhas instaladas, uma grelha no interior e outra no exterior, na parede da direita relativamente à entrada (parede este). Um par encontrase a 10 cm do teto e outro a 10 cm do chão (Figura 5.4 b)). Esta montagem teve com propósito diminuir as temperaturas no seu interior como também garantir exaustão do isobutano em caso de fugas. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 81 Figura 5.4 - a) TDF e casa das máquinas fixadas com cordas de aço e b) grelhas instaladas na casa de máquinas. A segunda fase da montagem (campo de captação solar) foi realizada em 3 partes diferentes. A primeira é composta pelos apoios utilizados na fixação do suporte dos coletores. Para evitar que os coletores possam sair do sítio, pelo regime de ventos já referido anteriormente, foram usados blocos de cimento de 130 kg. Colocaram-se então 8 blocos, 2 para cada perna do suporte dos coletores, e nivelados de maneira a permitir uma correta ligação entre os coletores (Figura 5.5 a) e b)). Um outro beneficio dos blocos é o evitar de infiltrações no edifico L, caso a fixação fosse feita diretamente na cobertura e não nos blocos. Figura 5.5 - a) Aplicação de cimento para fixação dos blocos e b) disposição dos blocos no final da colocação A segunda parte é constituída pela colocação dos suportes dos coletores. Os acessórios de fixação da estrutura foram alinhados com ajuda de um fio colocado entre o primeiro e ultimo bloco (Figura 5.6 a)). Depois de colocados todos os acessórios (Figura 5.6 b)), procedeu-se à instalação da estrutura dos coletores (Figura 5.6 c)). No final, foi utilizado o mesmo fio entre a primeira e última estrutura dos coletores de modo a confirmar a nivelação. A este método de nivelação dá-se o nome de nivelação simples é usada para a determinação do desnível entre dois pontos [52]. Chegou-se à conclusão que existia uma pequena diferença de cotas no 1º coletor mas a sua correção foi assegurada com pequenos ajustes na estrutura. Desenvolvimento e construção de uma casa modelo com arrefecimento solar térmico. 88 [17] Santos, J.P.T.B.d., Estudo de sistemas solares térmicos para aplicação a micro-cogeração, in Engenharia Mecânica. 2008, FEUP. [18] Leitão, J.C.L.C., Projecto de Sistema Solar Térmico, in Engenharia Electrotécnica e de Computadores. 2006, FEUP. [19] Kaisundun. Coletor solar com tubulação de calor. 04/01/2015]; Disponível em: http://www.solarwaterheater.com.pt/2-3-heat-pipe-solar-collector.html. [20] Solar Tribune. Evacuated Tube Collectors. 2011 05/01/2015]; Disponível em: http://solartribune.com/evacuated-tube-solar-hot-water/. [21] solar, Á.q., Guia para Instaladores de Colectores Solares. 2004. 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