Metodologia de cálculo

O ExCoil combina correlações de transferência de calor, áreas geométricas, resistência da parede dos tubos e propriedades dos fluidos. A topologia depende do módulo: uma única fórmula ε–NTU não descreve todos os calculadores. A psicrometria fornece razão de umidade e entalpia do ar úmido; o System Builder conecta cálculos de componentes, sem acrescentar uma correlação de trocador.

Use as unidades indicadas em cada campo. Internamente, a geometria está em metros, vazões em m³/s ou kg/s, temperaturas em °C, diferenças em K e capacidade em W. A perda de carga do ar costuma ser apresentada em Pa e a hidráulica em kPa. Tabelas podem armazenar entalpia em kJ/kg e pressão em kPa, convertidas pelo motor. A umidade relativa interna é uma fração entre 0 e 1, não a porcentagem exibida.

As áreas térmicas seguem o número físico de tubos, o passo das aletas e as dimensões aletadas ativas, não uma margem adicional da carcaça ou dos coletores. Compare condições de entrada, fluido, circuitagem, materiais e incrustação equivalentes. Um resultado térmico não é liberação fabril nem aprovação de código de pressão.

As serpentinas aletadas usam a correlação de aleta lisa de Wang–Chi–Chang (2000), com expoentes dependentes da geometria, diâmetro de colar Dc = Do + 2t_fin e velocidade na área mínima livre. A conversão é h_air = j G_max cp Pr^(−2/3); viscosidade, condutividade e calor específico do ar variam com a temperatura. As antigas expressões curtas do fator j não representam a implementação atual.

O cálculo de transferência limita o Reynolds usado na correlação a 300–20.000 e mantém o termo de fileiras em seis para serpentinas mais profundas. Esses limites numéricos não validam operação fora da faixa de origem. Aletas onduladas, louver e slit usam multiplicadores empíricos sobre a aleta lisa, não correlações específicas completas: 1,15, 1,25 e 1,30 para transferência térmica, respectivamente.

Evaporador DX e água gelada usam efetividade por potencial entálpico seco/molhado. No tratamento parcialmente molhado, adota-se a maior capacidade entre as soluções inteiramente seca e molhada de uma corrente local, com umidade de saída por estado superficial efetivo; não há resolução do filme de condensado nem de gelo. Leia capacidade latente, SHR, condensado e fração molhada em conjunto, não apenas a UR de saída.

O cálculo atual de atrito baseado em Wang usa ΔP_core = f (Ao/Ac) G_max²/(2ρ), não a antiga expressão 4 f N_rows. O bloqueio de tubos/aletas determina internamente a área livre; o argumento legado freeAreaRatio não é usado por essa função. Somam-se perdas de entrada e saída, com Kc = 0,42(1 − σ²) e Ke = 1 − σ².

Os multiplicadores de atrito em relação à aleta lisa são 1,20 para ondulada, 1,35 para louver e 1,30 para slit. São aproximações empíricas. O motor de água gelada também multiplica a perda seca por (1 + 0,30 × fração de área molhada); não presuma que todos os módulos aplicam a mesma correção.

Compare a perda da serpentina com a pressão estática disponível do ventilador, contabilizando separadamente o restante da instalação. O cálculo do núcleo aletado não inclui todos os dutos, filtros ou a curva do ventilador. Aumentar a vazão pode elevar a capacidade e simultaneamente tornar a perda de carga inaceitável.

A geometria anular equivalente de Schmidt representa aletas planas em tubos alternados. A eficiência implementada é η_fin = tanh(m r_o φ)/(m r_o φ), com m = √(2h_air/(k_fin t_fin)) e φ = (r_eq/r_o − 1)[1 + 0,35 ln(r_eq/r_o)]. O raio equivalente depende dos passos transversal e longitudinal; usar apenas metade do vão entre tubos não reproduz o modelo completo.

A eficiência superficial é η_surface = 1 − (A_fin/A_total)(1 − η_fin). As áreas incluem as duas faces das aletas, descontando furos, e a superfície exposta dos tubos entre aletas; a quantidade de aletas é discreta. A rede térmica reúne convecção externa efetiva, condução cilíndrica da parede, convecção interna e os termos de incrustação efetivamente recebidos pelo módulo.

Não confunda h, U e UA: h e U estão em W/(m²·K), enquanto UA está em W/K. Verifique a área de referência ao comparar U. Os fatores de má distribuição e incrustação concentrada dos modelos atuais reduzem área ativa/condutância, não vazão mássica. Sua calibração precisa de referência independente justificável, não apenas de fechamento do balanço energético.

O evaporador DX aletado chama h_tp_W_m2K: modelo simplificado do tipo Chen, com intensificação F, supressão S e parcela nucleada aproximada de 0,3 vezes a parcela convectiva quando recebe propriedades das fases. O auxiliar Chen/Forster–Zuber completo existe na biblioteca, mas não é o chamado por esse motor. O vapor superaquecido usa o auxiliar monofásico baseado em Gnielinski.

O evaporador é um modelo de circuito médio em fluxo cruzado puro com fronteira móvel: cada zona do refrigerante recebe o ar de entrada em sua fração de face. Integram-se a capacidade seca/molhada e a entalpia do refrigerante. A temperatura de evaporação informada refere-se à conexão de sucção; a perda de carga modifica a saturação local, e uma vazão que não atravessa os circuitos é sinalizada como hidraulicamente inviável. Não é simulação de cada fileira/circuito e sua distribuição de vazão.

Em RATING DX, a vazão mássica informada produz título e superaquecimento/sub-resfriamento alcançados como resultados. Em SIZING, capacidade-alvo e estado de saída solicitado definem a vazão do refrigerante e então se avalia a geometria existente; isso não garante a meta nem torna a geometria automaticamente suficiente. O solucionador de balanço/TXV do evaporador busca vazão para o superaquecimento pedido sem recalibrar coeficientes.

O condensador aletado usa Shah (1979), não Chen, na condensação; auxiliares baseados em Gnielinski tratam dessuperaquecimento e resfriamento do líquido. A fronteira móvel distribui as áreas dessas três zonas. Confira OK, PARTIAL, NO_CONDENSE ou NO_SUBCOOL, sub-resfriamento alcançado e targetMet. A meta do condensador é rejeição térmica, incluindo a potência do compressor a montante, não capacidade frigorífica do evaporador. O modelo térmico não resolve mistura por fileira, glide nem acoplamento pressão/térmica.

O atrito DX aletado usa Müller-Steinhagen–Heck: ΔP_f = [ΔP_lo + 2(ΔP_go − ΔP_lo)x](1 − x)^(1/3) + ΔP_go x³. As perdas considerando apenas líquido ou vapor usam Darcy–Weisbach e atrito de Churchill. Somam-se retornos, variação de quantidade de movimento homogênea e estimativas de acessórios quando existem caminhos hidráulicos explícitos.

A perda de aceleração tem sinal: ΔP_acc = G²(M_out − M_in). Evaporação geralmente adiciona perda; condensação pode recuperar pressão de quantidade de movimento. O condensador integra atrito/retornos ponderados pelo título e limita apenas o total final a não negativo, sem transformar a recuperação em atrito adicional. Sua solução térmica ainda mantém a temperatura de saturação constante e informa a queda de saturação implícita na perda de carga.

Confira decomposição de perda de carga, queda de temperatura de saturação, avisos de velocidade e indicadores hidráulicos antes de aceitar a capacidade. Os modelos DX aletados não resolvem desnível gravitacional nem toda a rede de distribuição do refrigerante. Estimativas de acessórios e caminho crítico não comprovam vazão igual em circuitos desiguais, retorno de óleo, desempenho do distribuidor ou perda de toda a instalação.

Água gelada, água quente e dry cooler compartilham marcha por fileiras em contracorrente cruzada: o ar atravessa fileiras sucessivas e se mistura entre elas, enquanto o líquido entra na fileira de saída do ar. Cada fileira é dividida ao longo do caminho líquido; um método de tiro encontra a saída que reproduz a entrada líquida especificada. Água gelada admite resfriamento seco/molhado; água quente e dry cooler trocam calor sensível, mantendo a razão de umidade do ar.

O coeficiente interno compartilhado usa VDI/Gnielinski com escoamento em desenvolvimento, não simplesmente Nu = 3,66 em todo ponto laminar: inclui efeitos de entrada pelo comprimento do tubo, tratamento laminar até Re = 2300, interpolação até Re = 10.000 e expressão turbulenta com atrito de Konakov. O auxiliar monofásico de refrigerante tem outra transição. As perdas hidráulicas usam Churchill/Darcy, retornos e dados de caminhos/acessórios; sem rede explícita, o auxiliar hidrônico mantém a parcela legada de entrada/saída.

Água gelada/quente usam ajustes de propriedades para água/etilenoglicol; dry coolers também selecionam propilenoglicol. A concentração é porcentagem em massa, não em volume. Os ajustes limitam água a 0,01–100 °C e concentração EG a 0–60%, com limites de temperatura da mistura; esse limite numérico não aprova condições fora da faixa física do fluido. Confira ponto e margem de congelamento nos resultados do dry cooler.

O dry cooler exige líquido mais quente que o ar ambiente de entrada e não fornece resfriamento evaporativo nem latente. Seu solucionador balanceado busca vazão para uma capacidade ou temperatura de saída e sinaliza metas inalcançáveis. Em água gelada/quente, approach_K está obsoleto e é ignorado: a superfície vem da rede de resistências. O comprimento do circuito já inclui os tubos em série; não multiplique novamente pelo campo legado passes.

O auxiliar bifásico atual usa Domanski–Hermes com gradiente de atrito MSH quando há viscosidades das duas fases. Próximo às extremidades de líquido/vapor, interpola para perdas monofásicas. Sem viscosidades, usa estimativa K de fluido homogêneo equivalente. Isso substitui a atribuição a Padilla e a fórmula de multiplicação de densidades da página antiga; não se promete porcentagem fixa da perda dos tubos retos.

A perda monofásica de retorno é K N_bends ρv²/2. Os K implementados são 1,5 para R/Di ≤ 1,5, 1,0 até 2,5 e 0,7 acima de 2,5. São premissas do modelo, não dados certificados de cada conexão. A origem Domanski–Hermes envolve R-22/R-410A e faixas finitas de geometria/vazão; aplicar a outros fluidos é extrapolação de engenharia.

Quando há dados derivados da circuitagem, usam-se comprimentos e quantidades de retornos dos caminhos, não apenas tubos totais divididos por circuitos nominais. Caminhos desiguais geram avisos de desequilíbrio e estimativas pelo caminho governante; os modelos térmicos continuam aproximados por circuito médio. Confira cada sistema e seus caminhos após alterar circuitos, tubos ou conexões.

O vapor condensa dentro dos tubos aletados. A implementação escolhe o maior coeficiente entre filme estratificado de Chato e Shah médio em título, iterando a diferença de temperatura do filme por fileira; não usa a antiga constante de Nusselt externa ao tubo nem uma troca abrupta por Reynolds. A efetividade é ε = 1 − exp(−UA_row/C_air). Atrito MSH, retornos e quantidade de movimento acoplam-se à saturação efetiva aproximadamente na pressão de entrada menos metade da perda.

A entrada de vapor é pressão manométrica em kPa relativa à pressão atmosférica local informada. A tabela compartilhada foi gerada com CoolProp 7.2.0, HEOS/IAPWS-95, de 20–2000 kPa absolutos e interpolação linear em pressão. O motor exige entrada absoluta maior que 20 e no máximo 2000 kPa; isso não é faixa manométrica nem modelo polinomial IF97.

O consumo usa ṁ = Q/(h_fg + cp_liquid ΔT_sub), com conversão SI consistente. A entrada é vapor saturado seco; o calor de sub-resfriamento do condensado é incluído, mas sua área não é resolvida separadamente. Incondensáveis e incrustação são fatores concentrados, não um modelo completo de purgador/drenagem. SIZING seleciona de uma a quatro fileiras, escolhendo a menor viável; se nenhuma atender capacidade e perda de carga, targetMet permanece falso. Confira convergência e pressureDropLimited, incluindo a orientação de queda de saturação de 2 K.

A avaliação líquido/líquido combina Bell–Delaware no casco com correlações internas e solução ε–NTU consistente para capacidade, duas saídas e fator F da DMLT. A base térmica é casco E; um passe nos tubos usa contracorrente ideal, e outros tipos de casco são aproximados por um passe de casco E, com avisos. F baixo, geometria inválida e perda excessiva exigem revisão.

A evaporação inundada usa Cooper no casco. O ramo DX ativo usa Gungor–Winterton nos tubos, embora existam auxiliares Chen; sua perda no refrigerante é estimativa somente de atrito Lockhart–Martinelli, sem aceleração, retornos, distribuidor e bocais. A ocupação dos circuitos é uniforme e deve ser confrontada com o percurso mecânico.

O condensador é avaliação UA equivalente isotérmica na saturação, com filme Nusselt/Kern no casco e resistência de parede iterada. Não distribui áreas de dessuperaquecimento/sub-resfriamento. Capacidade solicitada e saída do fluido de resfriamento são metas de comparação, não resultados impostos. A perda no casco do condensador não é modelada: 0 kPa é marcador, pressureDropOK_shell é falso e o dimensionamento não pode ser aprovado contra limite de perda no casco.

Shell & Tube possui banco próprio de saturação, cujos comentários citam tabelas ASHRAE/REFPROP, com interpolação linear e limitação aos extremos; não está coberto pelo manifesto CoolProp das serpentinas. Não há manifesto de geração rastreável comum para essa tabela separada. Candidatos de dimensionamento e verificações mecânicas são auxiliares, não certificação ASME/TEMA, aprovação de vaso ou autorização fabril. O acesso ao módulo tem habilitação própria.

O manifesto das serpentinas identifica CoolProp 7.2.0, backend HEOS, revisão git 98b3523d5daa98454618d381d2ae53f7471d216b. É uma versão mista: data geral 2026-10-14, arquivos gerados em 2026-08-30 ou 2026-10-14, passos de um ou dois graus, limites de temperatura, quantidade de pontos e hashes SHA-256 por arquivo. São tabelas embarcadas, não consultas em tempo real a CoolProp/REFPROP nem ajustes polinomiais REFPROP.

Os 16 fluidos carregados são R32, R410A, R134a, R22, R290, R1234yf, R404A, R507A, R407C, R1234ze(E), R717, R744, R600a, R1270, R123 e R245fa. Cada um tem faixa própria; os dados de saturação R744 terminam em 28 °C e não disponibilizam gas cooler transcrítico. Presença no catálogo não valida qualquer condição operacional ou combinação de materiais.

A saturação usa interpolação cúbica quando há quatro pontos e linear nas bordas; o auxiliar genérico limita às extremidades. Os motores DX ativos rejeitam saturação fora da tabela ou na/acima da crítica. Grades de fase disponíveis interpolam temperatura de saturação e deslocamento de superaquecimento/sub-resfriamento. O condensador informa coolprop_grid ou constant_cp_fallback; além do deslocamento da grade, prolonga a última inclinação entálpica e avisa nas notas.

Podem existir campos de bolha/orvalho para misturas, mas os modelos térmicos DX aletados não resolvem glide ao longo do circuito. A origem identifica os dados, não a incerteza experimental do trocador completo. Vapor e Shell & Tube têm origens distintas descritas acima; não estenda o manifesto a todos os fluidos/módulos.

O balanço energético mede consistência numérica entre capacidades trocadas. Diversas marchas atuais conservam energia por construção; portanto, 0,00% não comprova exatidão empírica, geometria correta, alcance da meta nem perda de carga aceitável. Ensaios internos de paridade/regressão verificam software, não validação independente de laboratório ou classificação certificada.

Avisos de velocidade, densidade de aletas, Reynolds, operação molhada e desequilíbrio são diagnósticos de engenharia, não limites universais de código. Um resultado convergido pode não alcançar a saída pedida; leia targetMet e os estados próprios do módulo separadamente. Uma capacidade retornada após busca malsucedida não é seleção válida.

Os motores térmicos são os mesmos em todos os planos. Free não inclui salvar projetos ou exportar; Professional acrescenta relatórios e vistas gerais simples; Enterprise acrescenta 3D geral/batch e REST; detalhes/arquivos de fabricação e MCP exigem Manufacturer. REST também está disponível para Manufacturer. Shell & Tube tem habilitação separada, e capítulos de relatório dependem de dados reais. Planos superiores não certificam o resultado nem melhoram a exatidão das correlações.

1. Confira unidades, pressão atmosférica local, tubos físicos, dimensões aletadas, fluido e fração mássica de glicol; depois confirme entradas e aproximação térmica.
2. Avalie a geometria com as vazões reais em RATING ou use apenas a busca de meta oferecida pelo módulo. Compare capacidade/saída alcançada com a meta, não apenas com seu valor de entrada.
3. Leia convergência, targetMet, estado de fase, fração molhada, queda de saturação, margem de congelamento e avisos. Investigue faixas inválidas e inviabilidade hidráulica antes de calibrar.
4. Confira limites de ventilador/bomba/refrigerante e circuitagem; compare com dados independentes de fabricante ou ensaio nas mesmas condições. Registre premissas, motor e origem das propriedades.
5. Obtenha revisão de engenharia qualificada para contenção de pressão, materiais, drenagem, retorno de óleo, segurança e regulamentação antes de fabricar ou instalar.

• Central de documentação

As referências abaixo identificam famílias de métodos usadas acima e citadas no código atual. Simplificações, multiplicadores empíricos e limites continuam aplicáveis; a bibliografia não comprova reprodução integral de cada publicação nem validação experimental independente.

• Wang, C.C., Chi, K.Y., Chang, C.J. (2000). Heat transfer and friction characteristics of plain fin-and-tube heat exchangers, part II: Correlation. International Journal of Heat and Mass Transfer 43, 2693–2700.
• Kays, W.M., London, A.L. (1984). Compact Heat Exchangers. 3rd edition, McGraw-Hill. Schmidt, T.E. (1949). Heat transfer calculations for extended surfaces. Refrigerating Engineering 57, 351–357.
• Chen, J.C. (1966). Correlation for boiling heat transfer to saturated fluids in convective flow. Industrial & Engineering Chemistry Process Design and Development 5, 322–329. Shah, M.M. (1979). A general correlation for heat transfer during film condensation inside pipes. International Journal of Heat and Mass Transfer 22, 547–556.
• Müller-Steinhagen, H., Heck, K. (1986). A simple friction pressure drop correlation for two-phase flow in pipes. Chemical Engineering and Processing 20, 297–308. Churchill, S.W. (1977). Friction-factor equation spans all fluid-flow regimes. Chemical Engineering 84, 91–92.
• Domanski, P.A., Hermes, C.J.L. (2008). An improved correlation for two-phase pressure drop of R-22 and R-410A in 180° return bends. Applied Thermal Engineering 28, 793–800. Chato, J.C. (1962). Laminar condensation inside horizontal and inclined tubes. ASHRAE Journal 4(2), 52–60.
• Gnielinski, V. (1976). New equations for heat and mass transfer in turbulent pipe and channel flow. International Chemical Engineering 16, 359–368. VDI Heat Atlas, G1: single-phase heat transfer in tubes.
• ASHRAE Handbook—Fundamentals (2017): psychrometrics and secondary-coolant properties. Melinder, Å. (2007). Thermophysical Properties of Aqueous Solutions Used as Secondary Working Fluids. KTH.
• Hewitt, G.F., Shires, G.L., Bott, T.R. (1994). Process Heat Transfer. Serth, R.W. (2007). Process Heat Transfer: Principles and Applications. Cooper (1984), pool boiling; Gungor–Winterton (1986), flow boiling; Nusselt, horizontal-tube film condensation: implemented Shell & Tube method families.