MODELO SIMPLIFICADO PARA TROCADORES DE CALOR TUBO CAPILAR- LINHA DE SUCÇÃO

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1 MODELO SIMPLIFICADO PARA TROCADORES DE CALOR TUBO CAPILAR- LINHA DE SUCÇÃO Cezar O. R. Negrão Centro Federal de Eduação Tenológia do Paraná CEFET-PR Departamento Aadêmio de Meânia, Rua Sete de Setembro, 3165, CEP , Curitiba PR Cláudio Melo Universidade Federal de Santa Catarina, Departamento de Engenharia Meânia Caixa Postal 476, CEP Florianópolis-SC, Resumo. O esoamento de fluido refrigerante através de tubos apilares (dispositivos de expansão omumente empregados em sistemas de refrigeração doméstia) pode ser araterizado por duas regiões distintas: i) a região líquida e ii) a região bifásia. A primeira oorre quando o fluido adentra o tubo om um erto sub-resfriamento. Neste aso, o líquido perde pressão exlusivamente por atrito. Na segunda região, a prinipal razão da perda de pressão é a aeleração do fluido. Como a perda de pressão é muito mais aentuada na região bifásia, o omprimento da região de líquido é geralmente muito maior que o da região bifásia. Em muitos asos, quando oorre sub-resfriamento, o omprimento da região líquida se situa entre 75 a 97% do omprimento total do tubo. Com base nesta observação, propõe-se um modelo em que o álulo da vazão mássia e/ou omprimento do tubo baseia-se somente no esoamento e troa de alor na região líquida. A prinipal vantagem do modelo é a sua simpliidade e failidade de resolução das equações, uma vez que não há evidênias de divergênia da solução. Comparações om resultados experimentais e numérios de um modelo mais sofistiado são apresentadas. Os resultados indiam um bom desempenho do presente modelo. Palavras-have: Refrigeração doméstia, Dispositivo de expansão, Tubo apilar, Troador de alor, Modelo matemátio. 1. INTRODUÇÃO O tubo apilar é o dispositivo de expansão omumente utilizado em sistemas de refrigeração doméstia. De forma a aumentar o desempenho do sistema, oloa-se o tubo apilar em ontato om a linha de sução formando assim um troador de alor om esoamento em ontra-orrente. O troador pode ser formado através da solda do tubo apilar na linha de sução (troador lateral) ou através da introdução do tubo apilar na linha de sução (troador onêntrio).

2 O esoamento através deste tubo de pequeno diâmetro é muito omplexo, uma vez que a perda de pressão oorre tanto por atrito quanto por aeleração (prinipalmente) do fluido quando este se vaporiza. Devido a esta aeleração, o fluido pode alançar veloidades próximas à do som. Além disso, a adição de um troador de alor aumenta o nível de omplexidade. O troador de alor tem duas finalidades: aumentar a vazão mássia e a temperatura do fluido na linha de sução. A primeira função tem omo onseqüênia o aumento da apaidade de refrigeração do sistema e a segunda garante um superaqueimento do refrigerante na entrada do ompressor. Este problema tem sido estudado exaustivamente por outros autores. Boabaid Neto (1994) apresentou uma modelação do esoamento de fluidos refrigerantes em tubos apilares adiabátios enquanto que Gonçalves (1994) avaliou este mesmo problema experimentalmente. Mezavila (1995) desenvolveu um modelo para avaliação do desempenho de troadores de alor tubo apilar-linha de sução. Mendonça (1996) apresentou uma avaliação experimental da onfiguração lateral do troador, enquanto que o trabalho de Zangari (1998) se preoupou om a análise experimental da onfiguração onêntria. Apesar da sofistiação do modelo de Mezavila (1995) e da sua boa onordânia om resultados experimentais, em algumas irunstânias o modelo apresenta problemas de divergênia. O esoamento no interior do tubo apilar pode ser araterizado por duas regiões: i) região líquida e ii) região bifásia. A primeira região oorre quando garante-se um erto grau de sub-resfriamento na entrada do tubo apilar. Neste aso, o líquido perde pressão exlusivamente por atrito. Na região bifásia, a prinipal razão da perda de pressão é a aeleração do fluido. Como a perda de pressão é muito mais aentuada na segunda região, o omprimento de líquido é geralmente muito maior quando omparado ao omprimento da região bifásia. Quando oorre sub-resfriamento, o omprimento da região de líquido pode assumir valores entre 75 a 97% do omprimento total do tubo. Um exemplo do perfil de temperatura ao longo do tubo apilar e linha de sução pode ser visto na Fig. 1. Estes resultados foram obtidos por Zangari (1998) e referem-se a um troador de alor do tipo onêntrio. Observe que na região anterior ao troador de alor, a temperatura no tubo apilar se mantém aproximadamente onstante. Ao entrar em ontato om a linha de sução, o tubo apilar tem sua temperatura reduzida, enquanto a temperatura da linha de sução aumenta. Após o troador de alor, a temperatura do tubo apilar tende a se manter onstante. No final do tubo, a temperatura é reduzida rapidamente devido à expansão do fluido. Pode-se onluir, então, que o esoamento de líquido se estende até próximo a extremidade de saída do tubo. Com base nesta evidênia, o presente trabalho é desenvolvido. Propõe-se um modelo em que o álulo da vazão mássia e/ou omprimento do tubo é baseado somente no esoamento da região de líquido.. MODELO MATEMÁTICO Um exemplo típio do omportamento da pressão do fluido no interior do tubo apilar pode ser visto na Fig.. Observe que a região de líquido se estende desde a entrada do tubo até o ponto de iníio da vaporização. Com base neste perfil típio de pressão, algumas hipóteses são neessárias para o desenvolvimento do modelo: Não há vaporização na região anterior ao troador de alor; Não há vaporização na região do troador de alor; O omprimento da região líquida é aproximadamente igual ao omprimento total do tubo apilar;

3 Tanto o tubo apilar quanto o troador de alor são adiabátios; De posse destas hipóteses, onsidere a Fig. a. O proesso de 1 a é a região anterior ao troador, onde o fluido tem sua pressão reduzida somente por atrito e a temperatura se mantém onstante. Na região de a 3, além da pressão ser reduzida por atrito, a temperatura do líquido diminui devido à troa de alor om a linha de sução. A região entre os pontos 3 e 4 está loalizada após o troador oorrendo a perda de pressão por atrito. Entre os pontos 4 e 5, iniia-se a vaporização e a aeleração do fluido passa a ser a prinipal responsável pela redução de pressão. Como a queda de pressão nesta última região é aentuada, um pequeno omprimento será neessário para que o fluido atinja sua ondição de saída. Geralmente, a ondição na saída do tubo é de esoamento bloqueado, onde o fluido atinge a veloidade do som. 50,0 45,0 DO CONDENSADOR Tubo apilar Linha de sução - interno 40,0 1 3 Linha de sução - externo Temperatura [ C] 35,0 30,0 5,0 0,0 15,0 10,0 5,0 0, P/COMPRESSOR I II III P/EVAPORADOR -5,0-10,0-15,0-0,0 TROCADOR DE CALOR DO EVAPORADOR 0,0 0,5 1,0 1,5,0,5 3,0 3,5 Posição [m] Figura 1 Perfil típio de distribuição de temperatura no tubo apilar e linha de sução (Zangari, 1998). Os losangos preenhidos indiam medições internas à linha de sução. A ênfase do modelo se dá entre os pontos 1 e 4. Uma vez que a temperatura do refrigerante na entrada do troador de alor (T e ) é onheida, pode-se determinar a temperatura do líquido na posição 3 (T 3 ). Este álulo baseia-se no oneito de efetividade de troadores de alor e pode ser efetuado através da expressão: T g = T ( T T )ε (1) 3 e l onde T é a temperatura do refrigerante líquido na entrada do troador de alor (omo o tubo apilar é adiabátio, admite-se que esta temperatura seja igual a temperatura do líquido na entrada do tubo apilar). g e l são os alores espeífios médios do refrigerante na linha de sução e do líquido no tubo apilar, respetivamente. A efetividade de troadores de alor ontra-orrente (para fluxos de massa das duas orrentes idêntios) é dada pela seguinte expressão:

4 D 1 e ε = () g D e l UA g onde D = 1, U é o oefiiente global de transferênia de alor, A é a área de m & g l transferênia de alor e é a vazão mássia através do tubo apilar ou linha de sução. p L 1 Tubo apilar s e Linha de sução L e L t a) b) Figura a) Diagrama p-h do proesso de esoamento no interior do tubo apilar. b) troador de alor (tipo lateral) tubo apilar-linha de sução. Os pontos nas figuras a e b são equivalentes. O produto UA é alulado através da assoiação em série de resistênias térmias de onveção (a resistênia térmia de ondução é desprezada, uma vez que a ondutividade térmia dos metais é geralmente alta): = + (3) UA h A h A i i o o h onde h i, h o, A i (=πφ i L t ) e A o são, respetivamente, os oefiientes de onveção interno ao tubo apilar e à linha de sução e as áreas internas de troa de alor no tubo apilar e na linha de sução. φ i é o diâmetro interno do tubo apilar e a área A o depende da onfiguração do troador de alor: lateral ou onêntrio. No aso de troador onêntrio, esta área é avaliada da seguinte forma: A o =πφ e L t, onde φ e é o diâmetro externo do tubo apilar e L t é o omprimento do troador de alor. Por outro lado, a área A o para um troador lateral é dada por: A o =πd i L t, onde D i é o diâmetro interno da linha de sução (Mezavila, 1995). A temperatura do refrigerante na saída da linha de sução pode ser alulada a partir da quantidade de alor troada: T s l = T ( T ) e + T3 (4) g

5 Uma vez alulada a temperatura do líquido na saída do troador e onsiderando que a temperatura do fluido entre a saída do troador de alor e o ponto de iníio de vaporização não varia, pode-se avaliar a pressão no ponto (4), da seguinte forma: P sat 3 = 4 P (T ) (5) A diferença de pressão do fluido na região líquida pode então ser então ser enontrada através da seguinte expressão: P, = (6) 1 4 P1 -P4 Como a perda de pressão na região de únia fase oorre somente por atrito, pode-se utilizar a equação de Dary: f L P = (7) 1,4 l φi ρl At onde P 1,4 é a queda de pressão na região líquida, f l é o fator de atrito na região líquida, L é o omprimento da região líquida, φ i é o diâmetro interno do tubo apilar, ρ l é a densidade do líquido, A t é área da seção transversal do tubo apilar. Resolvendo expliitamente a Eq. (6) para a vazão mássia, obtém-se a seguinte expressão: ρl P1, i 4φ = At (8) f L l A solução da Eq. (7) para o omprimento de líquido assume o seguinte formato: ρl P φ A L = (9) f 1,4 i l A avaliação da vazão mássia é iterativa, uma vez que tanto a efetividade do troador quanto o fator de atrito são dependentes desta variável. O número de iterações geralmente não supera ino unidades. O omprimento da região líquida pode, entretanto, ser avaliado diretamente. Na avaliação da vazão mássia, utiliza-se o omprimento total do tubo apilar omo uma estimativa do omprimento de líquido, uma vez que este é desonheido. Para altos valores de grau de sub-resfriamento esta hipótese é razoável. Além disso, uma observação visual da Eq. (8) india que a vazão mássia varia om a raiz quadrada do omprimento da região líquida. Isto signifia que um erro máximo de 0% na estimativa do omprimento da região líquida onduz à um erro aproximado de 10% na vazão mássia. 3. RESULTADOS Os resultados obtidos são omparados, a seguir, om resultados experimentais (Mendonça, 1996 e Zangari, 1998) e om resultados de um modelo numério disponível na literatura (Mezavila, Todos os resultados são para o fluido refrigerante R134a.

6 A Tabela 1 apresenta as araterístias geométrias do troador de alor lateral e a Tabela mostra a omparação dos resultados do modelo om valores experimentais (exp), para várias situações. Todos os fluxos de massa alulados estão numa faixa inferior a +/- 6% de diferença em relação aos dados experimentais. Por outro lado, as diferenças entre a temperatura de saída alulada e experimental são inferiores a 1 o C. As variáveis da Tabela ( P ond, Sub, T evap, T e, exp,, Difer, T s,exp, T s, ) são respetivamente, a pressão de ondensação, o grau de sub-resfriamento, a temperatura de evaporação, a temperatura do refrigerante na entrada da linha de sução, a vazão mássia avaliado experimentalmente, a vazão mássia avaliado pelo modelo proposto, a diferença perentual entre os dois fluxos de massa, e a temperatura de saída da linha de sução avaliada experimentalmente e pelo modelo proposto. Tabela 1 Dados geométrios do troador de alor lateral (Mendonça, 1996). Comprimento total do tubo apilar (m) 4,001 Comprimento do troador de alor (m),670 Comprimento de entrada do tubo apilar (m) 1,067 Diâmetro do tubo apilar (m) 0,83 Rugosidade absoluta do tubo apilar (µm) 0,58 Diâmetro interno da linha de sução 7,86 Tabela Comparação entre o presente modelo e os resultados experimentais de Mendonça, este ond(bar) ub ( o C) evap( o C) e( o C) exp (kg/h) (kg/h) ifer. (%) s,exp( o C) s,( o C) 1 904,5 8,63-0,3-1,6 5,60 5,31-5,% 5,0 4,7 903,5 6,1-1,0-7,1 5,5 5,46 +4,0% 7,3 6, ,4 17,56 -,1-5,7 7,4 7,85 +5,8% 3,0 31, ,3 5,35 -,1-5,3 5,19 5,34 +,9% 8,1 7, , 10,05 -,0-9,0 7,39 7,69 +4,1% 37,7 37, ,6 8,16 -,1-6,0 7,31 7,49 +,1% 39,7 39, ,5 10,8-16,0 1,1 7,10 7,8 +,5% 38,6 38, ,5 3,96-3,6-9,8 5,6 5,48 +4,% 8,6 8, Os dados geométrios do troador de alor onêntrio são apresentados na Tabela 3, enquanto que a omparação entre o modelo e os resultados experimentais são mostrados na Tabela 4. Para esta onfiguração, as diferenças entre os fluxos de massa foram um pouo maiores. Com exeção de um aso, onde a diferença é de +18,8%, a maioria situou-se numa faixa de -10,0 a +0,8%. Tabela 3 Dados geométrios do troador de alor onêntrio (Zangari, 1998). Comprimento total do tubo apilar (m) 3,963 Comprimento do troador de alor (m) 0,998 Comprimento de entrada do tubo apilar (m) 0,604 Diâmetro do tubo apilar (m) 0,83 Rugosidade absoluta do tubo apilar (µm) 0,58 Diâmetro interno da linha de sução 7,86

7 Tabela 4 Comparação entre o presente modelo e os resultados experimentais de Zangari, Teste Pe (bar) Sub ( o C) T evap ( o C) T e ( o C) exp (kg/h) (kg/h) Difer (%) T s,exp ( o C) T s, ( o C) 1 9,03 7,5-3,0-3,0 4,56 4,1-7,7 1,8 9,0 9,01 5,1-3,0-11, 4,57 4,17-8,8 10,1 4,9 3 9,0 10,4-3,0-11,1 5,03 4,71-6,4 7,3,7 4 14,0 9,9-3,0-16,9 6,58 6,1-5,6 10,5 5,0 5 14,01 5,0-3,1-17,0 6,9 5,66-10,0 13, 7,1 6 13,99 7,8-3,1-3,1 6,19 5,6-8,9 19, 14,9 7 11,98 15,5-3,1-18,3 6,17 6, +0,8 4,9-0,4 8 9,01,9-3, -1,0 4,41 3,58-18,8 14,8 1,3 Fez-se também omparações om um modelo mais sofistiado, desenvolvido por Mezavila (1995). A modelação de Mezavila (1995) é um tanto ompleta uma vez que trata tanto o esoamento de líquido quanto o bifásio no tubo apilar, utilizando-se das equações da energia e da quantidade de movimento nas duas regiões. Apesar de robusto, este modelo não apresenta onvergênia em algumas situações (Negrão e Melo, 1999). As ondições da Tabela 1 se inluem nestas situações de divergênia. Utilizou-se, então, as ondições geométrias e de operação referentes à Tabela 4 para efeitos omparativos, independentemente do troador de alor se lateral ou onêntrio. Tal omparação é apresentada nas Tabelas 5 e 6, respetivamente para troadores laterais e onêntrios. A faixa de diferença entre os modelos, situa-se entre 1,5 e 7,% para o troador lateral e entre 3,9 e 13,7% para o onêntrio. Como o modelação de Mezavila inlui tanto a região líquida quanto bifásia, este permite avaliar o omprimento da região líquida, mostrado na última oluna das Tabelas 5 e 6. Observe, então, que a diferença entre o presente modelo e o de Mezavila está diretamente relaionada ao omprimento de líquido. Quanto maior o omprimento de líquido menor a diferença entre os modelos. Isto pode ser justifiado, uma vez que o omprimento de líquido foi sempre estimado omo sendo o omprimento total do tubo apilar. Como a onfiguração onêntria apresenta omprimentos de líquido menores (devido a menor efetividade do troador onêntrio), as diferenças para este tipo de troador de alor são também maiores. Esta mesma araterístia foi também observada nas omparações experimentais, mostradas nas Tabelas e 4. A partir de uma análise na Eq. (8), pode-se verifiar que a vazão mássia é inversamente proporional à raiz quadrada do omprimento de líquido. Consequentemente, um erro de 4,% na estimativa do omprimento de líquido (teste 8 da Tabela 6), proporiona um erro de 13% no ômputo da vazão mássia. Este valor está muito próximo dos 13,7% apresentado naquela tabela. Tabela 5 Comparação om o modelo de Mezavila (1995) troador lateral. Teste m (kg/s) (kg/s) Difer(%) T s,h ( o C) T s,l iq ( o C) L (m) 1 5,18 4,9 5,0 18,8 18,6 3,598 5,3 5,09 4,3 17,9 17,6 3, ,56 5,40,9 14,1 13,8 3, ,56 7,34,9 3,6 3,1 3,76 5 7,33 7,04 4,0 7,1 6,7 3, ,07 6,71 5,1 9,7 9,4 3, ,11 7,00 1,5 15,0 14,6 3, ,85 4,50 7,,8,6 3,449

8 É valido notar que o omprimento de líquido varia de 87 a 97% do omprimento total do tubo no troador lateral e de 75,7 a 9,1% no troador onêntrio. Supondo então que o omprimento da região líquida é em média 8,0% inferior ao omprimento total do tubo apilar, no aso lateral, e 16% no aso onêntrio, as faixas de diferenças entre os modelos se reduziriam respetivamente para +/-,7% e +/-5,0%. Tabela 6 Comparação om o modelo de Mezavila (1995) troador onêntrio. Teste m (kg/s) 1 4,6 4,1 8,9 8,95 9,0 3,316 4,59 4,17 9, 4,71 4,9 3,30 3 5,00 4,71 5,8,59,7 3, ,68 6,1 7,0 4,80 5,0 3, ,8 5,66 9,9 6,8 7,1 3,39 6 6,5 5,6 10,1 14,7 14,9 3,8 7 6,47 6, 3,9-0,5-0,4 3, ,15 3,58 13,7 1,1 1,3 3,001 (kg/h) Diff(%) T s,h ( o C) T s, ( o C) L (m) Testou-se também a validade do modelo em situações em que as hipóteses assumidas não eram válidas, ou seja asos onde oorre vaporização antes ou no interior do troador. O teste 7 da Tabelas 5 e 6 foi tomado omo referênia nesta análise. Fez-se então uma análise de sensibilidade em relação ao sub-resfriamento, ainda omparando om o modelo de Mezavila (1995), omo mostrado nas Tabela 7 e 8. Pode-se observar que a diferença entre os modelos aumenta até um erto limite máximo, om a redução do sub-resfriamento. Entretanto, após alançar este limite, a diferença diminui devido ao iníio da vaporização antes do troador de alor. Este efeito tende a reduzir a vazão mássia e onsequentemente as diferenças entre os modelos. Tabela 7 Sensibilidade do fluxo de massa em relação ao sub-resfriamento. Troador lateral. Sub ( o C) m Difer. (%) (kg/h) (kg/h) 15,5 7,11 7,00-1,5 10,0 6,89 6,7 -,5 5,0 6,68 6,43-3,7 4,0 6,6 6,37-3,8 3,0 6,53 6,31-3,4,0 6,37 6,4 -,0 1,0 6,13 6,17 +0,7 Tabela 8 Sensibilidade do fluxo de massa em relação ao sub-resfriamento. Troador onêntrio. Sub ( o C) m Difer. (%) (kg/h) (kg/h) 15,5 6,47 6, +3,9 10,0 6,09 5,7 +6,1 5,0 5,71 5,0 +8,9 4,0 5,6 5,08 +9,6 3,0 5,53 4,96 +10,3,0 5,38 4,84 +10,0 1,0 5,15 4,71 +8,5 Um outro teste onsistiu no desloamento da posição do troador para próximo da saída do tubo apilar. O aso 7 foi também adotado para omparação om o modelo de Mezavila (1995), porém om sub-resfriamento igual a 5 o C. Neste aso, o modelo proposto não é sensível à posição do troador, originando sempre o mesmo sendo a vazão mássia (ver Tabelas 9 e 10). Por outro lado a vazão mássia, avaliado pelo modelo de Mezavila (1995), tende a diminuir om o aumento da distânia do troador de alor em relação à entrada do tubo apilar. Na avaliação do omprimento do tubo apilar pela Eq. (9), sugere-se um arésimo de 8 a 16% no omprimento alulado, dependendo da onfiguração: lateral ou onêntria.

9 Tabela 9 Sensibilidade do fluxo de massa em relação à posição do troador de alor lateral. Caso 7 om sub-resfriamento de 5 o C. Posição (m) m Diferença (%) (kg/h) (kg/h) 0,604 6,68 6,43-3,9 1,0 6,56 6,43 -,0 1,5 5,89 6,43 +8,4,0 5,0 6,43 +19,1 Tabela 10 Sensibilidade do fluxo de massa em relação à posição do troador de alor onênt. Caso 7 om sub-resfriamento de 5 o C. Posição (m) h Diferença (%) (kg/h) (kg/h) 0,604 5,71 5,0-8,9 1,0 5,70 5,0-8,8 1,5 5,39 5,0-3,7,0 4,88 5,0 +6,1 4. CONCLUSÕES O presente trabalho apresenta um modelo simplifiado para troadores de alor tubo apilarlinha de sução. O modelo, baseia-se na região líquida do esoamento, e permite o ômputo da vazão mássia ou do omprimento do tubo apilar. As seguintes hipóteses simplifiativas são adotadas: i) entrada de líquido sub-resfriado no tubo apilar; ii) vaporização do fluido após o troador de alor e iii) omprimento de líquido aproximadamente igual ao omprimento total do tubo apilar. Os resultados mostram uma boa onordânia om valores experimentais. As disrepânias mantém-se dentro de uma faixa de 5 a 19%. Uma omparação om resultados de um modelo baseado nas equações da onservação india que as diferenças estão abaixo de 14%. As maiores disrepânias oorrem para a onfiguração onêntria, uma vez que o omprimento de líquido para este tipo de troador de alor é menor quando omparado om o troador lateral. Em outras palavras, quanto maior o omprimento de líquido mais preiso o modelo. Análises de sensibilidade indiam que o efeito da vaporização na região anterior ou no interior do troador de alor, proporionam redução das disrepânias entre o presente modelo e o de Mezavila, Apesar das restrições do presente modelo, este pode ser apliado para se obter uma estimativa iniial dos valores de vazão mássia ou omprimento do tubo apilar. REFERÊNCIAS Boabaid Neto, C., 1994, Análise do Desempenho de Tubos Capilares Adiabátio, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Meânia, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis-SC. Gonçalves, J. M., 1994, Análise Experimental do Esoamento de Fluidos Refrigerantes em Tubos Capilares, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Meânia, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis-SC. Mendonça, K. C., 1996, Análise Experimental de Troadores de Calor Tubo Capilar-Linha de Sução do Tipo Lateral, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Meânia, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis-SC. Mezavila, M. M., 1995, Simulação do Esoamento de Fluidos Refrigerantes em Tubos Capilares Não-Adiabátios, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Meânia, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis-SC. Negrão, C. O. R., e Melo, C., 1999, Shortomings of the Numerial Modelling of Capillary Tube-Sution Line Heat Exhangers, Anais do 0o Congresso Internaional de Refrigeração, Sydney Austrália.

10 Zangari, J. M., 1998, Análise Experimental de Troadores de Calor Tubo Capilar-Linha de Sução do Tipo Conêntrio, Dissertação de Mestrado, Departamento de Engenharia Meânia, Universidade Federal de Santa Catarina, Florianópolis-SC. SIMPLIFIED MODEL OF CAPILLARY TUBE-SUCTION LINE HEAT EXCHANGERS The refrigerant flow through apillary tubes may be haraterised by two distint regions: i) a uid flow region ii) and a two phase flow region. The first one takes plae when the fluid is sub-ooled at the inlet of the apillary tube. In this ase, the pressure drop ours exlusively by frition. In the seond region, the pressure drop ours mainly by fluid aeleration. As the pressure drop is very high at the two phase flow region, the uid length is generally muh larger than the two-phase one. In many ases, when the sub-ooling takes plae, the uid flow length varies from 75 to 97% of the total tube length. Based on this fat, a model to ompute the mass flow rate and/or apillary length is proposed. This model is based only on the uid flow region. The main advantage of the model is its simpliity. Comparisons with experimental and numerial data available in the literature are presented, and a reasonable level of agreement is ahieved.