UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
CENTRO TECNOLÓGICO
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA
ANTÔNIO ALEXANDRE MOREIRA JUNIOR
DESENVOLVIMENTO DE UM TERMOSSIFÃO PLANO BIFÁSICO EM
CIRCUITO
FLORIANÓPOLIS
2020Antônio Alexandre Moreira Junior
DESENVOLVIMENTO DE UM TERMOSSIFÃO PLANO BIFÁSICO EM CIRCUITO
Dissertação submetida ao Programa de Pós-Gradu-ação em Engenharia Mecânica da Universidade Federal de Santa Catarina para a obtenção do título de Mestre em Engenharia Mecânica.
Orientadora: Prof.ª Marcia B. H. Mantelli, Ph.D.
Florianópolis 2020
Antônio Alexandre Moreira Junior
DESENVOLVIMENTO DE UM TERMOSSIFÃO PLANO BIFÁSICO EM CIRCUITO
O presente trabalho em nível de mestrado foi avaliado e aprovado por banca exami-nadora composta pelos seguintes membros:
Prof. Adriano da Silva, Dr. Eng UFSC
Prof. Jader Riso Barbosa Junior, Ph.D. UFSC
Juan Pablo Florez Mera, Dr. Eng. UFSC
Certificamos que esta é a versão original e final do trabalho de conclusão que foi julgado adequado para obtenção do título de mestre em Engenharia Mecânica.
____________________________ Prof. Jonny Carlos da Silva, Dr. Eng.
Coordenador do Programa
____________________________ Profª Marcia Barbosa Henriques Mantelli, Ph.D
Orientadora
Florianópolis, 2020. Marcia Barbosa Henriques
Mantelli:02504115806
Assinado de forma digital por Marcia Barbosa Henriques Mantelli:02504115806 Dados: 2020.03.16 16:55:36 -03'00'
Assinado de forma digital por Jonny
Carlos da Silva:51451506449
AGRADECIMENTOS
Primeiramente, agradeço ao corpo docente do Programa de Pós-Graduação em Enge-nharia Mecânica da Universidade Federal de Santa Catarina pela competência e pelas aulas instigantes que tive o prazer de participar. Em especial, agradeço à minha orientadora Marcia Mantelli pela confiança depositada no meu trabalho, pela oportunidade de me aperfeiçoar como engenheiro e me descobrir pesquisador enquanto membro do Laboratório de Tubos de Calor.
Estendo meu agradecimento aos companheiros do Laboratório de Tubos de Calor por, diretamente e indiretamente, terem viabilizado o desenvolvimento desse trabalho através de aportes teóricos, auxílios práticos e conversas triviais. Deixo meu muito obrigado aos colegas Leandro da Silva, Luiz Domingos, Pedro Bellani, Ana Roberta, Nelson Pabon, Juan Pablo, Luis Cisterna, Pâmela Hulse e Luis Betancur. Agradeço de forma especial à Priscila Gonçalves pelas inúmeras consultorias na área da união por difusão, por seu exemplo profissional nas relações de trabalho e tantas outras conversas indispensáveis para meu desenvolvimento. Agradeço tam-bém à Dijane Ferreira, minha primeira amiga da pós-graduação e colega de trabalho, por todo apoio prestado nas diferentes etapas do mestrado, seu companheirismo foi imprescindível.
Gostaria de agradecer a toda minha família, em especial aos meus pais, Antônio e Vanusa, por todo incentivo ao estudo e por serem uma rede de apoio tão presente em minha vida. Agradeço ao meu irmão, André, que nunca falha em me oferecer uma perspectiva mais leve do cotidiano, lembrado que não devo me levar tão a sério, ensinamentos muito úteis e que não são encontrados nos livros da universidade. Por fim, agradeço aos meus amáveis avós por todo carinho, em especial, pelas adoráveis ligações de minha avó ao fim de dias exaustivos de trabalho, que fazem com que eu nunca me esqueça de minha origem e me dão força para per-seguir minhas paixões.
Por fim, agradeço à minha companheira Aline por termos partilhado tantos momentos especiais ao longo dos últimos anos, por ser interlocutora de diálogos necessários, companhia dos momentos felizes e também dos mais difíceis. Muito obrigado por sempre me lembrar do meu potencial e pelas inúmeras ajudas na realização desse trabalho.
Queremos saber O que vão fazer Com as novas invenções Queremos notícia mais séria Sobre a descoberta da antimatéria
e suas implicações Na emancipação do homem
Das grandes populações Homens pobres das cidades Das estepes dos sertões Queremos saber Queremos saber Todos queremos saber
RESUMO
Nesse trabalho, um termossifão plano com geometria inovadora foi desenvolvido para operar como parede termicamente ativa de gabinetes eletrônicos. O termossifão, especificamente pro-jetado para funcionar na orientação vertical, possui as seguintes dimensões: 320 x 193 x 24 mm. O dispositivo é composto por nove chapas de aço inoxidável 316L unidas pelo processo de união por difusão. Um modelo teórico de resistências equivalentes foi criado para predizer a resistência total do dispositivo. O termossifão plano foi fabricado e testado sob cinco condi-ções de aquecimento diferentes, o que permitiu o estudo da influência do tamanho e da posição da região aquecida em seu desempenho térmico. O calor foi aplicado ao evaporador por blocos de alumínio (50 x 50 mm), dentro dos quais resistências do tipo cartucho foram alojadas. Em contrapartida, o condensador do termossifão foi resfriado por convecção natural. Testes com o termossifão carregado com quatro razões de enchimento (7,5%, 15%, 30% e 50%) foram reali-zados. Para fins de comparação, o termossifão vazio, no qual a transferência de calor se dá somente por condução, também foi testado. A potência fornecida ao evaporador nos testes va-riou de 15 W a 60 W. Ao todo, o dispositivo proposto foi testado em quinze configurações diferentes. Os resultados são apresentados em termos da evolução no tempo da temperatura e da resistência térmica total. Observou-se também a uniformidade de temperatura nas superfícies do termossifão. A razão de enchimento influenciou severamente o desempenho térmico do dis-positivo, a melhor razão de enchimento testada foi de 7,5%. A resistência térmica variou entre 0,047 ºC/W e 0,327 ºC/W para testes com a melhor razão de enchimento. O aumento na potên-cia melhorou o desempenho térmico do termossifão plano, enquanto a redução do tamanho do aquecedor afetou negativamente a sua capacidade de transferir calor. Os resultados mostram que a resistência de espalhamento é dominante sobre a resistência unidimensional e que essa dominância aumenta com a diminuição do tamanho da região aquecida. Além disso, a resistên-cia térmica do termossifão plano se mostrou competitiva quando comparada com as de outros tubos na literatura. Por fim, o modelo de resistências equivalentes previu a resistência térmica do termossifão com erro quadrático médio (diferença entre os dados teóricos e experimentais) que variou de 5,80% a 37,80%.
Palavras-chave: Aviônicos, Tubo de calor plano, Termossifão plano, Controle térmico,
ABSTRACT
In this study, a novel flat thermosyphon was conceived to operate as thermally active chassis walls of avionics enclosures. The flat thermosyphon, specifically designed to operate in vertical orientation, has the dimensions: 320 x 193 x 24 mm and consists of nine 316L stainless steel plates stacked and diffusion bonded. A theoretical model based on a thermal resistance network was created to predict the total thermal resistance of the dispositive. The flat thermosyphon was fabricated and tested under five different heating conditions, allowing for the study of the in-fluence of the heater size and position on its thermal performance. Heat was added to the evap-orator by aluminum heater blocks (50 x 50 mm) within which internal cartridge resistances are lodged, and it was extracted from the condenser by natural convection. Four filling ratios were tested (7.5%, 15%, 30% and 50%). The empty thermosyphon, in which only conduction heat transfer takes place, was also tested for comparison purposes. The input power varied from 15W to 60W. In total, the novel device was tested under fifteen different configurations. Test results are presented in terms of the temperature evolution with time, the thermal resistance (one-dimensional and spreading) and the temperature uniformity on the condenser surface. The filling ratio severely influenced the thermal performance of the device. The thermal resistance varied from 0.047 to 0.327 ºC/W for tests with the optimum filling ratio of 7.5 %. The increase in input power improved the thermal performance of the flat thermosyphon, whereas the de-crease in heater size negatively affected it. The thermal resistance results showed that the spreading is the dominant and that this dominance increases with the decrease in heater size. In addition, the thermal resistance of the novel flat thermosyphon was proved competitive when compared to other flat heat pipes studied in the literature. At last, the theoretical model predicted the thermal resistance of the flat thermosyphon within reasonable error: the root mean square error between the theoretical and experimental data ranged from 5,80% to 37,80%.
Keywords: Avionics; Flat thermosyphon; Flat heat pipe; Thermal management; Thermal
LISTA DE FIGURAS
Figura 1.1 Esquema do método de resfriamento de condução para paredes frias em um
gabinete decomponentes eletrônicos. ... 23
Figura 2.1 Termossifão e Tubo de calor, adaptado de Reay e Kew [3]. ... 28
Figura 2.2 Tipos de meios porosos comuns em tubos de calor, adaptado de [18]. ... 29
Figura 2.3 Meio poroso sinterizado de um mini tubo de calor [19]. ... 29
Figura 2.4 Meio poroso de tela metálica fixado por solda ponto [7]... 30
Figura 2.5 Número de mérito para tubos de calor em função da temperatura. ... 34
Figura 2.6 Número de mérito para termossifões em função da temperatura. ... 35
Figura 2.7 Número de mérito para termossifões dos fluidos refrigerantes modernos. ... 36
Figura 2.8 Variação da pressão de vapor com a temperatura para diferentes fluidos de trabalho. ... 38
Figura 2.9 Princípio de funcionamento de uma câmara de vapor, adaptado de Velardo et al. [22]. ... 39
Figura 2.10 - Circuito e resistências térmicas de um tubo de calor, adaptado de Reay e Kew [3]. ... 43
Figura 2.11 Circuito térmico de uma câmara de vapor, adaptado de Xiaojin e Sikka [33]... 45
Figura 2.12 Problema da condução de calor em placas planas isotrópicas e em um sistemas compostos, adaptado de Muzychka et al. [35]... 46
Figura 2.13 Detalhes do encapsulamento padrão de um circuito integrado, adaptado de Cengel e Ghajar [1]. ... 52
Figura 2.14 - PCI para sistemas aviônicos [41]. ... 52
Figura 2.15 Os diferentes níveis de um projeto de um equipamento eletrônico, adaptado de Cengel e Ghajar [1]... 53
Figura 2.16 Gabinete e módulo aviônico [43]. ... 54
Figura 2.17 Gabinete aviônico com resfriamento direto [44]. ... 55
Figura 2.18 Resfriamento indireto de módulos de aviônicos, adaptado do catálogo CM Computers [44]. ... 56
Figura 2.19 Caminho térmico do calor do componente até sumidouro final no método de resfriamento pela parede fria, adaptado de Seteinberg [42]. ... 56
Figura 2.20 Câmara de vapor acoplada ao chassi na bancada experimental, adaptado de Jones e Chen [11]. ... 58
Figura 2.21 Gabinete de fibra de carbono com tubos de calor embutidos nas paredes [46]. ... 59
Figura 2.22 Esquema da chapa com tubos de calor embutidos acoplada à parede de um gabinete, adaptado de Campo et al. [47]. ... 59
Figura 2.23 Tubos de calor pulsantes (PHP) acoplados no chassi de um gabinete de componentes eletrônicos: a) vista geral e b) detalhe da combinação chassi e PHP; adaptado de Cai et al. [48]. ... 60
Figura 2.24 Etapas da união por difusão, Bouquet et al. [53] apud Mortean [51] ... 62
Figura 3.1 Apresentação do conceito do termossifão plano. ... 64
Figura 3.2 Termossifão plano e seu princípio de funcionamento: Perspectiva (lado esquerdo) e seção transversal (lado direito). ... 65
Figura 3.3 Composição do termossifão plano: (1) Placa de fechamento do evaporador; (2) Meio poroso de telas metálicas; (3) Três placas tipo “pente”; (4) Placa intermediária; (5) Três placas tipo “pente”; (6) Placa de fechamento do condensador. ... 67
Figura 3.4 Vista para desenvolvimento do modelo de resistências térmicas: a) Corte da seção transversal para apresentação do modelo. b) Detalhes da célula unitária para o circuito térmico. ... 69
Figura 3.6 Circuito térmico para o termossifão com seis canais. ... 71
Figura 3.7 Circuito térmico simplificado do termossifão plano. ... 73
Figura 3.8 Circuito térmico equivalente com todas as resistências em série. ... 74
Figura 3.9 Formulação do problema por Muzychka et al. [35] (esquerda) e o esquema do evaporador do termossifão plano (direita). ... 78
Figura 3.10 Placa plana retangular com duas fontes de calor [35]. ... 83
Figura 3.11 Distribuição de temperatura no caso de estudo para validação do código implementado em Matlab: a) Muzychka et al. [35], b) Implementação atual. ... 85
Figura 3.12 Condições fixas no estudo paramétrico... 86
Figura 3.13 Resistência equivalente das colunas estruturais e dos canais (caminho bifásico) em função da condutividade térmica do material do termossifão. ... 87
Figura 3.14 Potência transferida pelas colunas e pelo ciclo bifásico nos canais em função da condutividade térmica do material do termossifão. ... 88
Figura 3.15 Resistência equivalente das colunas estruturais e dos canais (caminho bifásico) em função do número de canais do termossifão. ... 89
Figura 3.16 Comprimento (1) e largura (2) das colunas assinalados na célula unitária do termossifão plano. ... 89
Figura 3.17 Potência transferida pelas colunas e pelo ciclo bifásico nos canais em função do comprimento das colunas. ... 90
Figura 3.18 Resistência equivalente das colunas estruturais e dos canais (caminho bifásico) em função da largura das colunas. ... 91
Figura 3.19 Dimensões finais dos componentes do termossifão plano. ... 92
Figura 4.1 Chapas cortadas e lixadas: a) Chapa pente; b) Chapa Intermediária. ... 95
Figura 4.2 Malha metálica cortada: a) gabarito para corte; b) detalhes da camada individual. 96 Figura 4.3 Chapa do evaporador com meio poroso. ... 96
Figura 4.4 Processo de empilhamento: a) chapa do evaporador e o primeiro conjunto de chapas pente; b) chapa intermediária adicionada; c) segundo conjunto de chapas pente adicionado; d) chapa do condensador adicionada. ... 97
Figura 4.5 Ciclo térmico de união por difusão do protótipo. ... 98
Figura 4.6 Termossifão plano após o processo de união por difusão e com umbilical soldado. ... 99
Figura 4.7 Amostra fabricada para aferição da espessura do meio poroso. ... 99
Figura 4.8 Amostras e análise do meio no microscópio óptico trinocular. ... 100
Figura 4.9 Imagens do meio poroso aumentadas cinquenta vezes. ... 101
Figura 4.10 Varredura na amostra embutida para cálculo da espessura média do meio poroso. ... 101
Figura 4.11 Meio poroso na região da solda ponto. ... 102
Figura 4.12 Vista superior de uma camada de meio poroso, imagem aumentada 50 vezes. . 103
Figura 4.13 Bloco de alumínio com as cavidades para resistências do tipo cartucho. ... 103
Figura 4.14 Configurações de aquecimento testadas (LS – Linha superior; LM – Linha média; LI – Linha inferior; CL – Concentrado nas laterais; CC – Concentrado centro). ... 104
Figura 4.15 a) aparato experimental; b) seção de testes (configuração CC); c) vista frontal do suporte; d) vista frontal do bloco de aquecimento. ... 105
Figura 4.16 Estrutura de suporte e os cinco blocos de alumínio utilizados no aparato experimental. ... 106
Figura 4.17 Posição dos termopares no condensador e no evaporador. ... 107
Figura 4.18 Instrumentação da superfície do evaporador para o caso de aquecimento concentrado no centro. ... 107
Figura 4.20 Nível da piscina de líquido no interior do termossifão plano para as razões de
enchimento deste estudo. ... 109
Figura 4.21 Condensador divido em três regiões e os respectivos termopares envolvidos no cálculo da temperatura média. ... 113
Figura 5.1 Temperatura do termossifão em função do tempo, teste com a condição de aquecimento em linha na região superior (LS) e 7,5% de razão de enchimento, caso A1. .... 116
Figura 5.2 Mapa de temperatura do termossifão no teste A1, condição de aquecimento em linha na região superior (LS), 7,5% de razão de enchimento e 60 W de potência de entrada: a) Superfície do condensador; b) Superfície do evaporador. ... 116
Figura 5.3 Temperatura do termossifão em função do tempo, teste com a condição de aquecimento em linha na região superior (IS) e 30% de razão de enchimento, caso A3. ... 118
Figura 5.4 Mapa de temperatura do termossifão no teste A3, condição de aquecimento em linha na região superior (LS), 30% de razão de enchimento e 60 W de potência de entrada: a) Superfície do condensador; b) Superfície do evaporador. ... 118
Figura 5.5 Temperatura do termossifão em função do tempo, teste com a condição de aquecimento em linha na região superior (IS) e 0% de razão de enchimento, caso C1. ... 120
Figura 5.6 Mapa de temperatura do termossifão no teste C1, condição de aquecimento em linha na região superior (LS), 0% de razão de enchimento e 60 W de potência de entrada: a) Superfície do condensador; b) Superfície do evaporador. ... 120
Figura 5.7 Efeito da razão de enchimento na resistência térmica total para diferentes patamares de potência (caso A1, caso A2, caso A3, caso A4 e caso C1). ... 121
Figura 5.8 Resistência térmica de espalhamento ( 𝑅𝑠), unidensional (𝑅1𝐷) e total (𝑅𝑡) para os testes: caso A1 e caso A2. ... 123
Figura 5.9 Temperatura do termossifão em função do tempo, teste com a condição de aquecimento concentrada e 7,5% de razão de enchimento: a) Concentrado laterais (caso B3); b) Concentrado centro (caso B4). ... 124
Figura 5.10 Mapa de temperatura do termossifão no teste B3, condição de aquecimento concentrado nas laterais (CL), 7,5% de razão de enchimento e 60 W de potência de entrada: a) Superfície do condensador; b) Superfície do evaporador. ... 125
Figura 5.11 Mapa de temperatura do termossifão no teste B4, condição de aquecimento concentrado no centro (CC), 7,5% de razão de enchimento e 60 W de potência de entrada: a) Superfície do condensador; b) Superfície do evaporador. ... 126
Figura 5.12 Efeito da posição de aquecimento na resistência térmica do termossifão para diferentes patamares de potência, aquecimento em linha, duas razões de enchimento: 7,5% e 0%. ... 127
Figura 5.13 Efeito da posição de aquecimento na resistência térmica do termossifão para diferentes patamares de potência, testes com aquecimento em linha e razão de enchimento de 7,5%. ... 128
Figura 5.14 Efeito do tamanho da área aquecida na resistência térmica do termossifão para diferentes patamares de potência: caso B3, caso B4, caso C4 e caso C5. ... 130
Figura 5.15 Resistência térmica de espalhamento ( 𝑅𝑠), unidensional (𝑅1𝐷) e total (𝑅𝑡) para os testes: Caso B3 e Caso B4. ... 131
Figura 5.16 Maior diferença de temperatura na superfície do condensador: a) testes com RE=7,5% e b) testes com RE=0%. ... 132
Figura 5.17 Dispersão da distribuição de temperatura na superfície do condensador: a) aquecimento em linha e b) aquecimento concentrado. ... 133
Figura 5.18 Resistência térmica experimental e teórica: aquecimento na linha superior... 136
Figura 5.19 Resistência térmica experimental e teórica: aquecimento na linha média. ... 137
LISTA DE TABELAS
Tabela 2.1 Propriedades típicas dos meios porosos homogêneos, adaptado de Faghri [14]. ... 31 Tabela 2.2 Ponto de ebulição, ponto de fusão e faixa útil de operação para alguns fluidos do grupo de baixa temperatura, adaptado de Faghri [14]. ... 32 Tabela 2.3 GWP e ODP de fluidos refrigerantes dominantes do século 20. [20] ... 35 Tabela 2.4 Compilado com as principais características dos potenciais fluidos de trabalho. .. 38 Tabela 2.5 Características das câmaras de vapor reportadas na literatura. ... 42 Tabela 2.6 Ordem de grandeza das resistências térmicas de um tubo de calor, Asselman e Green [32] apud Peterson [17]. ... 44 Tabela 3.1 Comparação da temperatura no centro das regiões aquecidas no sistema composto. ... 84 Tabela 4.1 Espessura do meio poroso em diferentes posições da amostra embutida. ... 102 Tabela 4.2 Sumário dos testes realizados no estudo. ... 110 Tabela 5.1 Compilado de resultados do estudo atual para comparação com outros tubos da literatura. ... 134 Tabela 5.2 Comparação das resistências térmicas experimentais e teóricas: termossifão vazio. ... 138 Tabela 5.3 Comparação das resistências térmicas experimentais e teóricas: termossifão
LISTA DE ABREVIATURAS E SIGLAS
CC Concentrado Centro
CFC Clorofluorcarbono
CI Circuito Integrado
CL Concentrado laterais
GWP Potencial de aquecimento global HCFC Hidroclorofluorcarbono
LABTUCAL Laboratório de tubos de calor
LI Linha inferior
LM Linha Média
LS Linha superior
ODP Potencial de destruição da camada de ozônio
PCI Placa de circuito impresso PHP Tubo de calor pulsante
RA Razão de área
RE Razão de enchimento
LISTA DE SÍMBOLOS Alfabeto latino:
a,b,c,d [m] Dimensões do dissipador A [m2] Área de troca térmica
𝐴𝑐𝑜𝑙 [m²] Área seção transversal da coluna estrutural
𝐴𝑐 [m²] Área de troca térmica do condensador
𝐴𝑐𝑎𝑛𝑎𝑙 [m²] Área sobre a qual a evaporação ocorre
𝐴𝑚, 𝐴𝑛
𝐴𝑚,𝑛, 𝐴0
𝐵𝑖, 𝐵0
[-] Coeficientes de Fourier
𝐴𝑣 [m²] Área da seção transversal por onde o vapor escoa
D [m] Diâmetro
𝑑ℎ [m] Diâmetro hidráulico do canal 𝑑𝑤 [m] Diâmetro do fio da tela metálica
𝐸𝑟 [%] Erro relativo
g [m/s²] Aceleração da gravidade
h [W/m2K] Coeficiente de transferência de calor convectivo
ℎ𝑐 [W/m²K] Coeficiente de transferência de calor da condensação em
pelí-cula
ℎ̅𝑁𝑢 [W/m²K] Coeficiente de transferência de calor médio da condensação em película
ℎ𝑙𝑣 [W/m2K] Coeficiente de transferência de calor da interface
líquido-va-por
ℎ𝑙𝑣 [J/kg] Calor latente de vaporização
𝑘 [W/mK] Condutividade térmica
𝑘𝑙 [W/mK] Condutividade térmica do líquido
𝑘𝑝𝑙𝑎𝑐𝑎 [W/mK] Condutividade térmica do invólucro
𝑘1 [W/mK] Condutividade térmica do primeiro meio 𝑘2 [W/mK] Condutividade térmica do segundo meio
K [m²] Permeabilidade
𝑙 [m] Comprimento
𝐿𝑐 [m] Perímetro molhado do canal
M [kg/mol] Massa molar
MTC [W/m²] Número de mérito para tubos de calor
MTS [kg/K3/4s5/2] Número de mérito para termossifões
𝑚̇ [kg/s] Vazão mássica
𝑛𝑐𝑜𝑙 [-] Número de colunas estruturais
𝑛𝑐 [-] Número de canais
N [1/pol] Número do mesh
P [m] Perímetro do canal
𝑃𝑣 [Pa] Pressão de vapor
Q [W] Potência
q [W] Taxa de transferência de calor
𝑞𝑐 [W] Taxa de transferência de calor em um canal
R [J/kgºC] Constante universal dos gases
Rcoluna [ºC/W] Resistência térmica de uma coluna estrutural
Rcolunas [ºC/W] Resistência térmica equivalente das colunas
Rcanais [ºC/W] Resistência térmica equivalente dos canais Rcond [ºC/W] Resistência térmica da condensação Re [ºC/W] Resistência térmica do evaporador Rext [ºC/W] Resistência externa
Rexp [ºC/W] Resistência experimental Rteo [ºC/W] Resistência teórica
Rinterna [ºC/W] Resistência térmica da região interna do termossifão
Ri [ºC/W] Resistência térmica da interface líquido-vapor R1D [ºC/W] Resistência térmica unidimensional
Rs [ºC/W] Resistência térmica de espalhamento
RTotal [ºC/W] Resistência térmica total
Rv [ºC/W] Resistência térmica do vapor
𝑟𝑣 [m] Raio da seção transversal por onde o vapor escoa 𝑟ℎ [m] Raio hidráulico do canal
RE [%] Razão de enchimento
𝑅𝑒𝑓 [-] Número de Reynolds da película de condensado
T [ºC] Temperatura
𝑇𝐶1 [ºC] Temperatura no centro da região sob a fonte de calor 1 𝑇𝐶2 [ºC] Temperatura no centro da região sob a fonte de calor 2
T [ºC] Temperatura
𝑇̅ [ºC] Temperatura média
𝑇̅𝑎𝑞𝑢𝑒𝑐𝑖𝑑𝑎 [ºC] Temperatura média da região aquecida do evaporador
𝑇̅𝑐 [ºC] Temperatura média do condensador 𝑇̅𝐶1 [ºC] Temperatura média da área sob a fonte 1 𝑇̅𝐶2 [ºC] Temperatura média da área sob a fonte 2 𝑇̅𝑐𝑑 [ºC] Temperatura média da área aquecida cd 𝑇̅𝑒 [ºC] Temperatura média do evaporador
𝑇𝑓 [ºC] Temperatura fonte fria
𝑇𝑣 [K] Temperatura do vapor
𝑡𝑐𝑜𝑙 [m] Comprimento da coluna
𝑡𝑐 [m] Espessura da placa do condensador
𝑡1 [m] Espessura do primeiro meio
𝑡2 [m] Espessura do segundo meio
𝑇𝐶
̅̅̅̅ [ºC] Temperatura média de uma região do condensador
v [m/s] Velocidade do vapor
𝑣𝑙 [m3/kg] Volume específico do líquido
𝑣𝑣 [m³/kg] Volume específico do vapor
𝑋𝑐, 𝑌𝑐 [m] Coordenadas do centro da fonte de calor
x, y, z [-] Coordenadas cartesianas
Alfabeto grego:
𝛽, 𝛿, 𝜆 [-] Autovalores
𝜀 [-] Porosidade do meio poroso 𝜌𝑙 [kg/m3] Massa específica do líquido
𝜌𝑣 [kg/m3] Massa específica do vapor
𝜃 [ºC] Diferença de temperatura
𝜇𝑙 [kg/ms] Viscosidade dinâmica do líquido
𝜇𝑣 [kg/ms] Viscosidade dinâmica do vapor 𝜎𝑙 [N/m] Tensão superficial do líquido
𝜎𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒𝑛𝑠𝑎𝑑𝑜𝑟 ºC Dispersão da temperatura no condensador
Subscritos:
a Seção adiabática
aquecida Região aquecida do evaporador
c Condensador col Coluna cond Condensação e Evaporador exp Experimental eff Efetivo
Inferior Região inferior
l Líquido
Média Região média
Superior Região superior
teo Teórica
v Vapor
SUMÁRIO 1 INTRODUÇÃO... 21 1.1 Apresentação do problema ... 21 1.2 Objetivos ... 24 1.2.1 Objetivo Geral ... 24 1.2.2 Objetivos Específicos ... 24 1.3 Estrutura do trabalho ... 24 2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA ... 26
2.1 Tubos de Calor e Termossifões ... 26
2.1.1 Características e princípio de funcionamento ... 27
2.1.2 Meio Poroso ... 28
2.1.3 Fluido de Trabalho ... 31
2.2 cÂMARAS DE VAPOR ... 38
2.3 Circuito Térmico Equivalente ... 42
2.3.1 Resistência na parede do evaporador ... 45
2.3.2 Evaporação na interface líquido – vapor ... 47
2.3.3 Resistência no escoamento do vapor ... 47
2.3.4 Condensação em película ... 48
2.3.5 Resistência na parede do condensador ... 49
2.4 Arquitetura básica de um sistema eletrônico ... 50
2.4.1 Histórico do desenvolvimento dos sistemas eletrônicos ... 50
2.4.2 Encapsulamento ... 51
2.4.3 Placa de circuito impresso ... 52
2.4.4 Gabinetes ... 53
2.4.5 Sistemas eletrônicos em aeronaves ... 54
2.5 Tubos de calor em sistemas aviônicos ... 56
2.6 União por difusão ... 61
2.7 Conclusão do capítulo ... 62
3 PROJETO DO PROTÓTIPO DE TERMOSSIFÃO PLANO ... 64
3.1 Apresentação do termossifão plano ... 64
3.2 Projeto do termossifão plano ... 66
3.3 Modelo de resistências térmicas ... 68
3.3.1 Procedimento para o cálculo da resistência total ... 74
3.3.2 Solução analítica da difusão de calor em sistemas compostos... 79
3.3.3 Implementação da solução da difusão de calor em sistemas compostos ... 83
3.4 Estudo paramétrico ... 85
3.4.1 Material do termossifão ... 86
3.4.2 Número de canais ... 88
3.4.3 Comprimento e largura das colunas estruturais ... 89
3.4.4 Considerações finais ... 91
4 FABRICAÇÃO E METODOLOGIA DE TESTES ... 94
4.1 Fabricação ... 94
4.2 Caracterização do meio poroso ... 99
4.3 Aparato experimental e metodologia de testes ... 103
4.4 Redução dos dados ... 110
4.5 Incertezas experimentais ... 114
5 RESULTADOS E DISCUSSÕES ... 115
5.1 Efeito da razão de enchimento ... 115
5.1.1 Visão geral da resposta térmica no tempo ... 115
5.1.2 Resistência Térmica ... 121
5.2 Efeito das dimensões e posição da fonte de calor ... 123
5.2.1 Visão geral da resposta térmica no tempo ... 123
5.2.2 Resistência Térmica ... 126
5.3 Uniformidade do campo de temperatura ... 131
5.4 Comparação com outros tubos de calor planos ... 134
6 CONCLUSÕES E SUGESTÕES PARA TRABALHOS FUTUROS ... 140
6.1 Conclusões ... 140
6.2 Sugestões para trabalhos futuros... 142
REFERÊNCIAS ... 144
APÊNDICE A – CÓDIGO PARA CÁLCULO DA RESISTÊNCIA TOTAL DO TERMOSSIFÃO ... 148
APÊNDICE B – CÓDIGO DE VALIDAÇÃO DA SOLUÇÃO DA DISTRIBUIÇÃO DE TEMPERATURA EM UM SISTEMA COMPOSTO ... 155
APÊNDICE C – CÓDIGO PARA GERAÇÃO DE MAPAS DE TEMPERATURA .... 158
APÊNDICE D – CÁLCULO DAS INCERTEZAS EXPERIMENTAIS ... 161
1 INTRODUÇÃO
1.1 APRESENTAÇÃO DO PROBLEMA
Ao longo das últimas décadas, as indústrias da microeletrônica, telecomunicações e eletrônica de potência têm trabalhado para melhorar a confiabilidade de seus sistemas através da redução da temperatura de operação de componentes eletrônicos. Durante este mesmo perí-odo, acentuou-se a forte necessidade de reduzir o tamanho e custo de montagens eletrônicas. O rápido aumento da potência dissipada em circuitos integrados, aliado à diminuição do tamanho destes equipamentos, resultou em problemas relacionados a controle térmico. Muitos sistemas eletrônicos atuais exigem técnicas sofisticadas de resfriamento que empregam ventiladores es-peciais, líquidos, tubos de calor e termoeletricidade para manter as temperaturas de operação dentro de níveis aceitáveis.
Sabe-se que quando correntes elétricas percorrem um condutor, parte da energia elé-trica é transformada em energia térmica, causando dissipação de calor, fenômeno conhecido como efeito Joule. Calor será gerado no elemento resistivo enquanto uma corrente passar atra-vés dele e, caso o calor não seja dissipado para fora do componente, energia se acumula e pro-voca o aumento na temperatura do condutor e de seu entorno. Eventualmente este elemento pode atingir sua temperatura limite de operação, caracterizando a falha do componente. Desta forma, altas temperaturas de operação de componentes eletrônicos comprometem sua segurança e confiabilidade. De acordo com Cengel e Ghajar [1], uma regra geral comumente usada na indústria eletrônica considera que a taxa de falhas de um componente eletrônico é reduzida pela metade a cada 10ºC reduzidos na temperatura de operação. Essa regra evidencia a importância de um sistema eficiente para dissipação do calor gerado em componentes eletrônicos, sobretudo em setores que exigem alta confiabilidade e segurança como, por exemplo, o setor aeronáutico. Neste contexto, tubos de calor e termossifões são consideradas tecnologias viáveis para o controle térmico de componentes eletrônicos. Tubos de calor e termossifões são dispositivos de transferência de calor passivos e extremamente eficientes, pois operam através de um ciclo bifásico de vaporização e condensação (trocas de calor latente) para transferir energia. Mantelli [2] afirma que termossifões, também conhecidos por tubos de calor assistidos pela ação da gra-vidade, podem ser usados em aplicações que exijam transferência de calor eficiente e distribui-ções uniformes de temperatura. Reay e Kew [3] corroboram, afirmando que tubos de calor e termossifões podem ser usados para o resfriamento de sistemas eletrônicos, promovendo o transporte de energia eficiente, a homogeneização de gradientes de temperatura e o controle de temperatura de componentes.
Blet, Lips e Sartre [4] fizeram extensa revisão bibliográfica a respeito do uso de tubos de calor para homogeneização de distribuições de temperatura, com ênfase especial no controle térmico de sistemas eletrônicos. Os autores destacam que métodos tradicionais de resfriamento, baseados somente no mecanismo da convecção forçada de ar, são incapazes de dissipar os flu-xos de calor crescentes da indústria eletrônica.
Essa mesma busca por novas técnicas de resfriamento de componentes eletrônicos também é observada na indústria aeronáutica [4–9]. Como explicam Ellis et al. [10], as aero-naves modernas, comerciais e militares, dependem cada vez mais de diversos sistemas eletrô-nicos sofisticados, que são geralmente empregados para melhorar a eficiência do controle da aeronave. Como consequência desta dependência, falhas em equipamentos eletrônicos levam, invariavelmente, à uma redução no desempenho da aeronave, quando não, à sua inoperabili-dade.
Sistemas eletrônicos como os de aeronaves, chamados de sistemas aviônicos, tipica-mente consistem de vários módulos de placas de circuitos impressos (PCI), as quais são arma-zenadas juntas e em paralelo, em um gabinete (case ou caixa). Esta configuração lembra um “rack”, em que as PCIs são análogas às prateleiras. Com o desenvolvimento tecnológico, téc-nicas de controle térmico destes componentes eletrônicos representam desafios crescentes, con-siderando-se que cada equipamento contém uma ou mais placas, que por sua vez dispõem de vários componentes eletrônicos, os quais dissipam cada vez mais energia e se tornam cada vez menores.
De acordo com Sarno et al. [8], o método de resfriamento envolvendo a condução de calor para paredes frias é popular dentro da indústria aeronáutica, principalmente quando é exi-gido que as caixas contento componentes eletrônicos sejam herméticas, ou seja, os eletrônicos não entrem em contato com o ar externo ao gabinete. O método evita a entrada de umidade e de resíduos suspensos no ar no interior do gabinete, uma vez que todo calor dissipado pelos componentes é transportado por condução pura até as paredes frias do gabinete, onde finalmente é rejeitado por convecção natural ou forçada.
Apresenta-se na Figura 1.1, um desenho esquemático do método de resfriamento pelas paredes frias. Observando o caminho que o calor percorre desde o componente eletrônico dis-sipativo até o sumidouro de energia, percebe-se que este método de resfriamento apresenta alta resistência térmica, dado que o calor percorre várias interfaces de materiais, múltiplas resistên-cias de condução e a resistência externa de convecção.
Figura 1.1 Esquema do método de resfriamento de condução para paredes frias em um gabinete de-componentes eletrônicos.
Sob certas cargas térmicas, as placas de alumínio usadas no chassi de gabinetes aviô-nicos são incapazes de espalhar a energia térmica proveniente dos componentes eletrôaviô-nicos no interior do gabinete [11]. Como resultado da alta resistência térmica imposta pelas paredes do chassi de alumínio, pontos quentes são gerados na superfície externa das paredes, diminuindo a eficiência de remoção do calor da superfície. Devido às restrições no projeto de equipamentos aviônicos, especialmente relacionadas ao espaço limitado em aeronaves, problemas de pontos quentes no chassi de gabinetes são normalmente resolvidos pelo incremento da vazão de ar passando por trocadores de calor acoplados ao chassi. No entanto, esta solução térmica tem um preço alto: aumento do consumo de energia e da quantidade de ar comprimido “sangrado” da turbina, o que acaba resultando na ampliação do consumo de combustível da aeronave [9].
Posto isto, o principal objetivo do presente estudo é projetar e testar um dissipador bifásico plano baseado nas tecnologias tubos de calor e termossifões, visando sua aplicação como parede vertical de gabinetes eletrônicos na indústria aeronáutica. Como apresentando na Figura 1.1, a ideia é fornecer um caminho de baixa resistência térmica entre o interior e o exte-rior do gabinete para o calor dissipado pelos componentes eletrônicos. Neste contexto, o ter-mossifão plano proposto neste estudo pode substituir chapas planas de alumínio usadas nos chassis atuais, homogeneizando a distribuição de temperatura na parede, eliminando pontos quentes, reduzindo a resistência térmica do chassi e, consequentemente, melhorando a eficiên-cia da remoção de calor da parede do gabinete para o sumidouro final.
1.2 OBJETIVOS
1.2.1 Objetivo Geral
O principal objetivo deste estudo é desenvolver um protótipo de termossifão plano, fabricado através do processo de união por difusão, a ser utilizado como parede termicamente ativa em gabinetes de componentes eletrônicos na indústria aeronáutica.
1.2.2 Objetivos Específicos
Os objetivos específicos postos para que o objetivo geral seja alcançado são:
Projetar um protótipo de termossifão plano para ser utilizado como parede termica-mente ativa de gabinetes eletrônicos;
Desenvolver um modelo teórico de resistências equivalentes que avalie o compor-tamento térmico do termossifão plano e sirva como ferramenta de projeto;
Fabricar o protótipo de termossifão plano usando o processo de união por difusão; Avaliar experimentalmente o desempenho térmico do protótipo de termossifão
plano em diferentes condições de operação;
Comparar o desempenho térmico do termossifão plano com outros tubos de calor planos;
Comparar os resultados experimentais com os resultados teóricos do modelo de re-sistências térmicas.
1.3 ESTRUTURA DO TRABALHO
A presente dissertação foi dividida em cinco capítulos. O resumo de cada um dos ca-pítulos, com exceção do primeiro, é apresentado a seguir:
O segundo capítulo apresenta uma revisão bibliográfica acerca da tecnologia de tubos de calor. O princípio de funcionamento desses dispositivos bifásicos, suas partes principais, aspectos de projeto e aspectos da modelagem matemática clássica são abordados. Na sequência, apresenta-se a arquitetura de sistemas eletrônicos com foco na indústria aeronáutica. Os méto-dos tradicionais de resfriamento de gabinetes eletrônicos são levantaméto-dos. Ademais, mostra-se as tentativas de utilização de tubos de calor no controle térmico de sistemas aviônicos. Por fim, uma breve introdução sobre o processo de união por difusão é feita.
O terceiro capítulo é dedicado à apresentação do termossifão plano e de suas etapas de projeto. O conceito do termossifão, suas características construtivas e seu princípio de funcio-namento são expostos. Ademais, o circuito de resistências térmicas do termossifão plano é ela-borado, o qual é usado como ferramenta de projeto no estudo paramétrico. Por meio do estudo paramétrico, as dimensões finais e o material do termossifão são especificados.
O quarto capítulo é dedicado à exposição dos processos empregados na fabricação e na metodologia de testes do protótipo. A bancada experimental e as configurações de teste são apresentadas. Apresenta-se também como os dados experimentais serão tratados para avaliar o desempenho térmico do termossifão plano.
O quinto capítulo é dedicado à apresentação de dados experimentais e discussão dos resultados. O desempenho térmico do termossifão é avaliado nas diferentes condições de teste, os efeitos da razão de enchimento e da configuração de aquecimento na resistência térmica são estudados. Além disso, a resistência térmica total do termossifão é comparada com as de outros tubos na literatura. Finalmente, os resultados teóricos do modelo de resistências térmicas são comparados com os dados experimentais.
No sexto capítulo, as considerações finais deste trabalho e as perspectivas de trabalhos futuros são apresentadas.
No transcorrer desse estudo, um artigo foi publicado em revista internacional de alto impacto científico (classificação Qualis A1). Por isso, todos os capítulos da dissertação apre-sentam partes baseadas na seguinte publicação:
Antonio A.M. Junior; Marcia B.H. Mantelli; Thermal performance of a novel flat ther-mosyphon for avionics thermal management; Energy Conversion and Management; Volume 202; 2019; 112219; ISSN 0196-8904
2 REVISÃO BIBLIOGRÁFICA
Esse capítulo busca apresentar o embasamento teórico para o desenvolvimento da pes-quisa. Inicia-se o capítulo com a revisão sobre a tecnologia de tubos de calor, o princípio de funcionamento e suas principais partes constituintes (meio poroso e fluido de trabalho). A for-mulação matemática clássica por meio de circuitos térmicos também é apresentada. Na segunda parte do capítulo, discorre-se sobre a arquitetura básica de sistemas eletrônicos, sobretudo na indústria aeronáutica, posto que esse é o campo de aplicação do termossifão plano proposto nessa pesquisa. As formas como gabinetes eletrônicos são normalmente resfriados são apresen-tadas. Busca-se com isso expor a necessidade de inovações no campo do controle térmico de sistemas eletrônicos. O capítulo é encerrado com uma breve introdução sobre o processo de união por difusão.
2.1 TUBOS DE CALOR E TERMOSSIFÕES
A primeira formulação do conceito do tubo de calor é datada de meados do século XIX, nas patentes da família Perkins [12,13] apud Faghri [14] no Reino Unido. O Tubo Perkins, como era chamado, consistia em um tubo sem meio poroso, que continha uma pequena quanti-dade de água operando em um ciclo bifásico. O transporte de energia era feito através do pro-cesso de mudança de fase da água, ou seja, do calor latente de vaporização absorvido e liberado pelo fluido, sendo que a gravidade promovia o retorno do líquido condensado para o evapora-dor. Gaugler [15] em 1944 incorporou o meio poroso à ideia do Tubo de Perkins, criando um dispositivo em que evaporação do fluido de trabalho acontecia acima da região do condensador, o líquido condensado retornava para o nível superior do tubo por intermédio do meio poroso, fechando assim o ciclo.
Grover [16] deu sequência no desenvolvimento da tecnologia construindo vários pro-tótipos de tubos de calor. Utilizando água e sódio como fluidos de trabalho em seus experimen-tos, demonstrou a alta eficiência desses dispositivos na transferência de calor, bem como de-senvolveu aplicações para os tubos de calor na indústria aerospacial e de geração de energia, como explica Faghri [14]. Grover [16] foi o primeiro a utilizar o termo Tubo de Calor (heat
pipe), descrevendo-o como um supercondutor de calor, equivalente a um material com
Inicialmente, houve maior esforço no desenvolvimento de aplicações de tubos calor na indústria aerospacial, uma vez que os mesmos podem operar em ambientes de microgravi-dade. Sendo assim, durante a década de 1960, o desenvolvimento de tubos de calor visando o controle térmico de veículos espaciais foi intenso. Hoje, entretanto, tubos de calor e termossi-fões são aplicados como soluções de problemas térmicos em diversas áreas: trocadores de calor para a indústria de geração de energia, fornos de cocção e unidades de resfriamento na indústria de alimentos, termossifões para derreter gelo e neve em estradas no inverno na construção civil, na estabilização da camada permafrost (mistura de gelo, terra e rochas) em regiões como o Alaska, em sistemas de coletores solares e principalmente no resfriamento de equipamentos eletrônicos [3,14,17].
Como os tubos de calor e termossifões operam em um ciclo bifásico fechado, somente líquido e vapor puro no estado saturado estão presentes dentro do dispositivo selado. Isso con-fere a estes dispositivos algumas características vantajosas para o controle térmico de equipa-mentos eletrônicos, listadas por Peterson [17]: apresentam baixa resistência térmica; o disposi-tivo tende a ser isotérmico servindo como homogeneizador de gradientes de temperatura e o evaporador e condensador funcionam com certa independência, de forma que a área e geometria do evaporador podem ser diferentes das do condensador.
O maior número de aplicações da tecnologia de tubos de calor está no controle térmico de equipamentos eletrônicos do que em qualquer outra área, por causa da tendência de minia-turização e ampliação da capacidade de processamento de componentes eletrônicos. Essa com-binação, inevitavelmente provoca a dissipação de fluxos de calor cada vez maiores, que por sua vez exigem gerenciamento térmico mais robusto, como, por exemplo, o obtido com o uso de tubos de calor e termossifões.
A necessidade de soluções térmicas mais eficientes para dissipar fluxos de calor cada vez mais altos da indústria eletrônica motiva o desenvolvimento de novos tipos de tubos de calor, que utilizam novos materiais, novas geometrias e novos processos de fabricação. Foi nesse contexto que a presente proposta de desenvolvimento de um termossifão plano surgiu.
2.1.1 Características e princípio de funcionamento
Mantelli [2] explica que os tubos de calor e termossifões consistem em tubos metálicos ocos, evacuados, onde certa quantidade de fluido de trabalho é inserida. Nos tubos de calor, o tubo metálico é revestido por um meio poroso, que é encharcado com fluido de trabalho.
Estes dispositivos são compostos por três regiões distintas: evaporador, região adiabá-tica e condensador (ver Figura 2.1). No evaporador, calor é fornecido ao tubo, vaporizando o fluido que se encontra nessa região. Devido a diferença de pressão, o vapor se desloca para regiões mais frias do tubo, o condensador, onde o calor transportado é finalmente rejeitado. No processo de rejeição de calor, vapor se condensa e o líquido é transportado de volta ao evapo-rador, fechando o ciclo. A região adiabática, que pode apresentar dimensão variável ou mesmo ser inexistente em alguns casos, está localizada entre o evaporador e o condensador, sendo iso-lada termicamente do meio externo.
Para que os termossifões funcionem corretamente, Figura 2.1.a, o evaporador deve estar localizado em uma região inferior à do condensador, a fim de o campo gravitacional pro-mova o retorno do líquido condensado ao evaporador. Essa limitação não existe nos tubos de calor, como pode ser visto na Figura 2.1.b, onde o retorno do líquido condensado se dá através do bombeamento capilar do meio poroso.
a) Termossifão b) Tubo de calor
Figura 2.1Termossifão e Tubo de calor, adaptado de Reay e Kew [3]. 2.1.2 Meio Poroso
Como explica Peterson [17], a estrutura porosa dos tubos de calor possue duas funções principais: promover o retorno do fluido condensado ao evaporador e garantir que o fluido de
trabalho seja distribuído equitativamente sobre a superfície interna do tubo. Telas metálicas sobrepostas, pó metálico sinterizado e ranhuras internas, ilustrados na Figura 2.2, são meios porosos homogêneos tradicionais em tubos de calor, sendo compostas de um único material e depositadas uniformemente ao longo da superfície interna dos tubos.
Figura 2.2 Tipos de meios porosos comuns em tubos de calor, adaptado de [18].
Extraído de Florez [19], na Figura 2.3, apresenta-se um exemplo do meio poroso de um mini tubo de calor fabricado pela sinterização de pós. Neste processo de fabricação, pós metálicos são compactados e pressurizados, mantidos à temperaturas de 100 a 200 ºC abaixo do seu ponto de fusão, que provoca a fusão parcial dos pós, resultando no meio poroso sinteri-zado.
Figura 2.3 Meio poroso sinterizado de um mini tubo de calor [19].
O meio poroso mais comum em tubos de calor é composto por telas metálicas, que são facilmente encontradas no mercado em cobre, aço inoxidável, níquel e alumínio. Ademais, as telas metálicas estão disponíveis em uma grande variedade de mesh (número de aberturas da malha por polegada), que variam de 50 a 400, permitindo a construção de meios porosos com diferentes capacidades de bombeamento capilar.
O efeito mola próprio das telas metálicas mais grosseiras, com maior espaçamento entre fios (menor mesh), pode ser utilizado para fixar as camadas do meio poroso contra a
pa-rede de tubos de calor cilíndricos. Em situações em que o diâmetro do tubo é grande o sufici-ente, usa-se a técnica da solda ponto para fazer a união, essa técnica é particularmente útil em tubos de calor planos, pois permite que as camadas de tela tenham um bom contato tanto entre elas mesmas quanto com a parede do tubo, garantindo que toda a superfície do evaporador seja molhada pelo fluido de trabalho. Um exemplo de fixação do meio poroso por solda ponto, no evaporador de um termossifão em circuito, é mostrado na Figura 2.4.
Figura 2.4 Meio poroso de tela metálica fixado por solda ponto [7].
Para o modelo hidrodinâmico e térmico dos tubos de calor, torna-se necessário carac-terizar o meio poroso quanto às suas propriedades físicas e geométricas, tais como a permeabi-lidade, o raio médio efetivo, a condutividade térmica e a porosidade. Peterson [17] apresenta uma tabela que compila os resultados de estudos de vários autores sobre a caracterização de meios porosos, relacionando os tipos de estrutura porosa e expressões para o cálculo dessas propriedades. A condutividade térmica de um meio poroso composto de múltiplas camadas de telas metálicas, k𝑒𝑓𝑓, é expressa como:
𝑘𝑒𝑓𝑓 =𝑘𝑙[(𝑘𝑙+ 𝑘𝑤) − (1 − 𝜀)(𝑘𝑙+ 𝑘𝑤)] [(𝑘𝑙+ 𝑘𝑤) + (1 − 𝜀)(𝑘𝑙+ 𝑘𝑤)]
(2.1)
em que kl é a condutividade do líquido que encharca o meio poroso, kw é a condutividade do material do meio poroso. A razão entre o volume de vazios e o volume total do meio poroso é definida como porosidade, ε, dada por:
𝜀 = 1 −𝜋𝑁𝑑𝑤
onde 𝑁 representa o número de mesh e 𝑑𝑤 o diâmetro do fio.
A permeabilidade indica a maior ou menor facilidade do fluido de trabalho em escoar através do meio poroso, ou seja, representa a resistência do meio poroso ao escoamento do fluido de trabalho. A expressão para o cálculo dessa propriedade, para meios porosos formados por camadas de telas metálicas, sugerida por Peterson [17] é apresentada abaixo:
𝐾 = 𝑑𝑤
2
𝜀3
122(1 − 𝜀)2 (2.3)
Uma visão qualitativa das propriedades típicas dos meios porosos homogêneos é mos-trada na Tabela 2.1, nota-se que o bombeamento capilar e a permeabilidade são propriedades em conflito no projeto de um meio poroso, poros pequenos são desejáveis para o aumento da pressão capilar, enquanto que poros grandes são preferíveis para a redução da resistência ao escoamento (perda de carga) do fluido de trabalho pelo meio. Por consequência, meios porosos não homogêneos são uma forma de superar essa dicotomia aparente, sendo compostos por uma combinação de duas ou mais estruturas porosas com diferentes configurações (porosidade, per-meabilidade, tipo, etc).
Tabela 2.1 Propriedades típicas dos meios porosos homogêneos, adaptado de Faghri [14].
Tipo de meio poroso Bombeamento capilar Condutividade térmica Permeabilidade
Tela Metálica Alto Baixa Baixa – Média
Metal Sinterizado Alto Média Baixa – Média
Ranhuras Baixo Alta Média – Alta
2.1.3 Fluido de Trabalho
O princípio de funcionamento dos tubos de calor e termossifões é baseado na vapori-zação e condensação do fluido de trabalho, portanto, este deve ser criteriosamente escolhido. O primeiro critério empregado na seleção do fluido de trabalho é a faixa de temperatura em que o tubo vai operar. A faixa de temperatura útil de um fluido de trabalho varia, teoricamente, entre a temperatura crítica e a temperatura do estado triplo. Na prática, a faixa de operação útil varia da temperatura em que a pressão de saturação do fluido é maior que 0,1 atm e menor que 20 atm. Faghri [14] explica que abaixo de 0,1 atm, o gradiente de pressão entre o evaporador e condensador pode não ser suficiente para vencer as forças viscosas do vapor, fazendo com que
o vapor estanque na região do evaporador, já em pressões acima de 20 atm, a espessura do invólucro necessita ser tão grande para suportar as forças internas atuando sobre a parede do tubo, que a resistência térmica de condução através do invólucro limitaria seu funcionamento.
Mantelli [2] divide os fluidos de trabalhos em quatro grupos distintos de acordo com a faixa de temperatura de operação útil: fluidos criogênicos (1-200K) como hélio, neônio e oxigênio; fluidos de baixa temperatura (150-600K) como a amônia, acetona, metanol, água e fluidos refrigerantes (CFC, HCFC e HFC); fluidos de moderada temperatura (500-800K) como mercúrio e naftaleno; fluidos de alta temperatura (800-3000K) como sódio, potássio, lítio e prata.
Peterson [17] argumenta que a maioria das aplicações de gerenciamento térmico de equipamentos eletrônicos exige que a temperatura de ebulição do fluido esteja entre 250 e 375 K, destarte, a seleção do fluido de trabalho estaria reduzida ao grupo de fluidos de baixa tem-peratura. A Tabela 2.2 lista alguns fluidos comumente utilizados do grupo de baixa temperatura, seus pontos de ebulição e de fusão à pressão atmosférica, e suas faixas de temperatura de ope-ração útil.
Tabela 2.2 Ponto de ebulição, ponto de fusão e faixa útil de operação para alguns fluidos do grupo de baixa temperatura, adaptado de Faghri [14].
Fluido Ponto de fusão (K a 1 atm)
Ponto de ebulição (K a 1 atm)
Faixa útil de operação (K) Freon 22 113,1 232,2 193-297 Amônia 195,5 239,9 213-293 Freon 21 138,1 282,0 233-360 Freon 11 162,1 296,8 233-393 Pentano 143,1 309,2 253-393 Freon 113 236,5 320,8 263-373 Acetona 180,0 329,4 273-393 Metanol 175,1 337,8 283-403 Etanol 158,7 351,5 273-403 Água 273,1 373,1 303-473
Como vários fluidos de trabalho podem ser adequados para o mesmo intervalo de tem-peratura de operação, outras características precisam ser examinadas para a seleção do fluido de trabalho, Mantelli [2] lista outros aspectos que devem ser considerados nesta escolha :
Compatibilidade química entre o fluido de trabalho e os materiais do invólucro e do meio poroso;
Pressão de vapor;
Calor latente de vaporização; Estabilidade química; Toxicidade baixa; Condutividade térmica; Tensão superficial; Viscosidade baixa; Molhabilidade;
Temperatura de fusão aceitável.
Um dos parâmetros que permitem a comparação dos fluidos de trabalho é o número de mérito, que relaciona as propriedades do fluido com sua máxima capacidade de transporte de calor, de acordo com Reay e Kew [3] o número de mérito para tubos de calor é expresso como:
𝑀𝑇𝐶 = 𝜌𝑙𝜎𝑙ℎ𝑙𝑣
𝜇𝑙 (2.4)
em que σl é a tensão superficial, ρl é a massa específica do líquido, μl é a viscosidade dinâmica
do líquido e h𝑙𝑣 é o calor latente de vaporização do fluido.
Para tubos de calor, as características de um bom fluido de trabalhos são: alto calor latente de vaporização para transferir grandes quantidades de energia com quantidade mínima de fluido; alta tensão superficial para promover um bom bombeamento capilar e permitir que o tubo trabalhe contra a gravidade; baixa viscosidade para minimizar a resistência viscosa ao escoamento;
A Figura 2.5 ilustra o comportamento do número de mérito de tubos de calor para alguns fluidos listados na Tabela 2.2, quanto mais alto o número de mérito, mais adequado é o fluido de trabalho para aquela temperatura. Destaca-se aqui a superioridade da água em relação aos outros fluidos em razão do seu alto calor latente de vaporização e tensão superficial.
Figura 2.5 Número de mérito para tubos de calor em função da temperatura.
Similarmente, Reay e Kew [3] propõem a seguinte expressão para o número de mérito para termossifões: 𝑀𝑇𝑆 = [ℎ𝑙𝑣𝑘𝑙 3𝜌 𝑙2 𝜇𝑙 ] 1 4 ⁄ (2.5)
onde 𝑘𝑙 é a condutividade térmica do fluido. A Figura 2.6 ilustra o comportamento do número
de mérito de termossifões de calor para alguns fluidos listados na Tabela 2.2. Percebe-se que a água tem o maior número de mérito entre os fluidos considerados, fica acima de 4000 entre 273-633K. O segundo maior número de mérito é o da amônia, entre 4000 e 2000 na faixa de 230K a 400K. Em seguida, o etanol e a acetona que têm propriedades físicas semelhantes e, portanto, números de mérito próximos de 1500 em toda faixa de temperatura mostrada no grá-fico. Por fim, os fluidos refrigerantes apresentam todos números de mérito menores que 1000.
Figura 2.6 Número de mérito para termossifões em função da temperatura.
Na Tabela 2.2, apresenta-se fluidos refrigerantes CFC (clorofluorcarbono) que tam-bém poderiam ser usados como fluidos de trabalho, como por exemplo o R22, R21 e R11. Estes fluidos foram ou estão sendo eliminados gradualmente do comércio no mundo inteiro, juntamente com os fluidos refrigerantes HCFC (hidroclorofluorcarbono), conforme ratificado pelo Protocolo de Montreal, em 1987, devido aos seus elevados potenciais de destruição da camada de ozônio (ODP – Ozone Depletion Potential) e de aquecimento global (GWP – Global
warming potential), conforme mostra a Tabela 2.3
Tabela 2.3 GWP e ODP de fluidos refrigerantes dominantes do século 20. [20]
¹R11 é a referência sendo o fluido mais nocivo ao ozônio, ODP do R11 é fixado em 1. ² GWP do CO2 fixado em 1 como referência, para o período de 100 anos.
Dessa forma, os indicadores GWP e o ODP precisam ser ponderados no processo de seleção de um fluido refrigerante como fluido de trabalho, descartando o uso de refrigerantes
Fluido ODP¹ GWP² R-11 (CFC) 1 4000 R-12 (CFC) 1 8500 R-13 (CFC) 1 11700 R-22 (HCFC) 0,055 1700 R-502 (HCFC) 0,33 5600
que estão em fase de phase out (CFCs e HCFC), e optando por fluidos com baixo impacto na destruição da camada de ozônio e no efeito estufa. Mais recentemente, MacGregor, Kew e Reay [21] investigaram os potenciais fluidos de trabalho para termossifões com baixo GWP, cujo número de mérito para termossifões de alguns dos fluidos apontados pela pesquisa são apresen-tados na Figura 2.7. Percebe-se que os fluidos refrigerantes apresentam todos números de mé-rito menores que 1000, e próximos uns dos outros na faixa de temperatura apresentada no grá-fico, sendo assim, outras características precisam ser consideradas ao se escolher um fluido refrigerante como fluido de trabalho.
Figura 2.7 Número de mérito para termossifões dos fluidos refrigerantes modernos.
A pressão de vapor é outra característica importante na seleção de um fluido de traba-lho, especialmente quando o tubo de calor ou termossifão em questão tem secção transversal não circular, como é o caso do termossifão do estudo atual. Nestas situações, procura-se esco-lher o fluido de trabalho visando a redução da pressão de vapor interna ao tubo, uma vez que pressões elevadas exigem invólucros mais espessos. A variação da pressão de vapor com a temperatura para diversos fluidos de trabalho é mostrada na Figura 2.8.
Na Tabela 2.4, apresenta-se o compilado de informações sobre o foi discutido nessa seção do trabalho, os potenciais fluidos de trabalho e suas principais características, incluindo dados de inflamabilidade e toxicidade.
400 600 800 1000 1200 200 250 300 350 400 450 MTS [k g/K 3/4s 5/2 ] Temperatura [K]
Figura 2.8 Variação da pressão de vapor com a temperatura para diferentes fluidos de trabalho. Tabela 2.4 Compilado com as principais características dos potenciais fluidos de trabalho.
*Ozone Depletion Potential - ODP, comparado com o maior potencial que é do CFC 11 = 1,0 **Global Warming Potential em 100 anos, com relação ao potencial do CO2 = 1
2.2 CÂMARAS DE VAPOR
Entre os tipos de tubos de calor conhecidos, a câmara de vapor é o que mais tem se-melhanças com o termossifão proposto nesta pesquisa, por isso a importância de se apresentar essa tecnologia nesse momento. As câmaras de vapor são um tipo especial de tubo de calor plano. Apresentam um meio poroso na região do evaporador, seu núcleo é formado por um espaço oco ocupado pelo fluido de trabalho na fase vapor e o meio poroso pode ou não existir na superfície do condensador, a depender da orientação em que a câmara de vapor opera. Para
situações envolvendo componentes eletrônicos dissipando altos fluxos de calor, as câmaras de vapor auxiliam no controle térmico desses componentes espalhando o fluxo de calor concen-trado no evaporador para toda área disponível do condensador, dada a característica tridimen-sional do escoamento do vapor no interior da câmara [4].
O princípio de funcionamento de uma câmara de vapor é apresentado Figura 2.9, calor é transferido para uma região restrita do evaporador por uma fonte de calor, como por exemplo um chip eletrônico. Por efeito da gravidade, o fluido de trabalho se concentra na parte inferior do volume da câmara de calor. O meio poroso promove o espalhamento uniforme do líquido sobre toda a superfície do evaporador. O calor dissipado pela fonte é absorvido pelo líquido na região do evaporador, fazendo com que o líquido evapore e o vapor preencha todo núcleo da câmara de vapor. Ao se encontrar com a superfície do condensador, que é resfriada externa-mente, o vapor libera calor latente e condensa. Por fim, o líquido condensado volta para o eva-porador movido pela pressão capilar do meio poroso e pela ação gravidade.
Figura 2.9 Princípio de funcionamento de uma câmara de vapor, adaptado de Velardo et al. [22].
Existem estudos sobre câmaras de vapor na literatura a respeito do seu desempenho térmico e suas aplicações, sobretudo na área do resfriamento de componentes eletrônicos. Bou-khanouf et al. [23] investigaram o desempenho térmico de uma câmara de vapor de cobre (250 x 200 x 5 mm) que usava água como fluido de trabalho. Os autores utilizaram imagens termo-gráficas para registrar a distribuição de temperatura nas superfícies do evaporador e do conden-sador. A fonte de calor para testes era uma resistência elétrica do tipo cartucho, que foi inserida em um bloco de alumínio com área superficial dez vezes menor que a área do evaporador, criando uma condição de aquecimento concentrado. A câmara de vapor demonstrou excelente capacidade de dissipação de calor. Estes autores concluíram que a resistência térmica de espa-lhamento do dispositivo foi cerca de quarenta vezes menor que a de um bloco de cobre com as mesmas dimensões.
Chen et al. [24] realizaram uma comparação experimental entre placas maciças de co-bre/alumínio e uma câmara de vapor de cobre ( 86 x 71 x 5 mm). A câmara de vapor utilizava água como fluido de trabalho e o meio poroso era de pó de cobre sinterizado. Os autores avali-aram o desempenho dos dissipadores através da resistência térmica total. Os resultados demons-traram que as resistências térmicas das placas metálicas são independentes da potência forne-cida ao evaporador, enquanto a resistência da câmara de vapor exibiu uma queda perceptível com o aumento da potência de entrada. Além disso, a câmara de vapor contribuiu para a redução de pontos quentes, oferecendo uma distribuição de temperatura mais uniforme que as placas maciças.
Liu et al. [25] projetaram uma câmara de vapor de cobre com um novo tipo de colunas sólidas, que são normalmente usadas para fornecer resistência mecânica ao dispositivo, evi-tando deformações plásticas em razão da pressão de vapor do fluido de trabalho. Neste estudo, as colunas sólidas foram revestidas por uma camada de meio poroso (copper foam) para gerar bombeamento capilar do fluido de trabalho. Consequentemente, estas colunas passaram a au-xiliar no retorno do condensado da seção do condensador para o evaporador. Os resultados indicaram que as novas colunas aumentaram o limite capilar do dispositivo e contribuíram para a circulação do fluido de trabalho, especialmente nos testes com operação vertical. No entanto, a inclinação da câmara de vapor aumentou a resistência térmica e piorou a uniformidade da distribuição de temperatura, na maioria dos testes.
Tsai et al. [26] também investigaram a influência do ângulo de inclinação na resistên-cia térmica de uma câmara de vapor. O protótipo testado era feito de cobre (90 x 90 x 3,5 mm), sendo que pó de cobre sinterizado foi usado com meio poroso. Água foi o fluido de trabalho. Dentre os resultados dos testes em cinco inclinações diferentes, verificaram que a menor resis-tência térmica foi obtida com a câmara operando com um ângulo de inclinação de 90º, ou seja, na posição vertical. Analogamente, Go [27] avaliou o desempenho de uma câmara de vapor de alumínio, que utilizava acetona como fluido de trabalho, para o resfriamento de microproces-sadores. A câmara de vapor foi testada com diferentes quantidades de fluido de trabalho. A influência da orientação também foi avaliada em testes verticais (90º) e invertidos (180º). A maior resistência térmica foi no modo de operação vertical, ou seja, 0,38 K/W para 80 W de carga térmica.
Ji et al. [28] avaliaram a influência do fluido de trabalho, da razão de enchimento e da inclinação de operação no desempenho térmico de uma câmara de vapor. A câmara de vapor, que usava espuma de cobre como meio poroso, foi submetida a fluxos de calor de até 216
W/cm². Dentre as configurações testadas, a câmara de vapor operando na posição horizontal apresentou as menores resistências térmicas.
Zeng et al. [29] estudaram o desempenho de uma câmara de vapor de alumínio, com meio poroso composto de micro ranhuras, para aplicação no gerenciamento térmico de eletrô-nicos de alta potência. Os testes foram realizados em várias inclinações. Os resultados mostra-ram que a resposta térmica é mais lenta e menos estável quando a câmera de vapor opera na posição vertical. Peng et al. [30] projetaram uma câmara de vapor com meio poroso inspirado no sistema de nervuras que transporta seiva em folhas de árvores. Neste estudo os testes foram realizados na horizontal.
Hsieh et al. [31] também testaram uma câmara de vapor na posição horizontal, a qual foi fabricada em cobre, sem meio poroso e utilizava água como fluido de trabalho. As dimen-sões da câmara de vapor proposta pelos autores chamam a atenção, pois são maiores que as dos outros estudos citados nessa discussão: 300 x 300 x 100 mm. No estudo realizado por Velardo et al. [22], uma câmara de vapor de cobre, composta por um meio poroso híbrido de pó de cobre sinterizado e malha metálica, teve seu desempenho térmico examinado. Destaca-se que o meio poroso de pó sinterizado foi usado somente na área aquecida do evaporador, essa proposta vi-sava aumentar a condutividade térmica do meio poroso na região aquecida, o que intensificou o processo de mudança de fase do fluido de trabalho e, em última instância, melhorou o desem-penho térmico do dispositivo
As principais características das câmaras de vapor reportadas na literatura são mostra-das na Tabela 2.5. Em resumo, grande número de estudos sobre câmaras de vapor aborda so-mente seu comportamento térmico operando horizontalso-mente, posto que esse é o cenário de operação mais provável para tais dispositivos. Um número menor de estudos investigou o de-sempenho térmico de câmaras de vapor sob diferentes ângulos de inclinação. Estes estudos mostraram que a resistência térmica e a uniformidade da distribuição de temperatura são piores quando a câmara de vapor opera na posição vertical. De fato, Blet, Lips e Sartre [4] afirmam que a potencial desvantagem da câmara de vapor é o efeito negativo da gravidade sobre sua operação. Eles descrevem que a circulação do fluido de trabalho é deteriorada na orientação vertical, nessa situação, o fluido de trabalho tende a se acumular na metade inferior da câmara de vapor, enquanto a metade superior do evaporador enfrenta a falta de fluido de trabalho no meio poroso.
