1. INTRODUÇÃO

Com o advento da eletrônica moderna, os equipamentos eletrônicos se tornaram mais rápidos, incorporaram maiores funcionalidades e foram miniaturizados, acarretando inevitavelmente um aumento significativo em suas taxas volumétricas de geração de calor, como no caso de smartphones, notebooks, tablets e computadores (Nishida, 2012). Outro ponto importante é o aumento no rendimento de processadores e placas de circuito impresso através de um procedimento conhecido como overclocking –processo que força um componente eletrônico a trabalhar em uma frequência mais alta do que aquela especificada pelo fabricante, consumindo mais energia, porém melhorando o seu desempenho. Essa técnica pode ser um tanto arriscada, pois com o aumento da frequência, pode-se desestabilizar o sistema, causando danos ao hardware (Barbur, 2013).

O comportamento do fator de falha do equipamento eletrônico aumenta quase que exponencialmente com a temperatura de funcionamento que não deve ultrapassar um valor entre 85°C e 100°C (Peterson & Ortega, 1990). As possíveis causas das falhas são a difusão do material semicondutor, as reações químicas, a movimentação da colagem dos materiais e as tensões térmicas (Çengel & Ghajar, 2012).

Neste trabalho, foram considerados problemas motivados pelo Nível 2 de empacotamento eletrônico associados ao controle térmico de um aquecedor 3D protuberante montado em uma placa de circuito impresso, como indicado na Figura 1. (Alves, 2010). O espaço disponível para o aquecedor pode ser limitado e seu resfriamento deve ocorrer por convecção forçada com baixo número de Reynolds por limitações operacionais e para redução de ruídos. Sob estas condições, pode não haver espaço suficiente para a instalação de aletas nestes componentes com dissipação concentrada de calor (Alves & Altemani, 2010).

Figura 1. Configuração de um aquecedor 3D protuberante montado em uma PCB.

Alguns autores que contribuíram com a pesquisa da transferência de calor por convecção forçada sobre aquecedor(es) protuberante(s) foram Sparrow et al. (1980, 1982), Arvizu & Moffat (1981), Moffat et al. (1985), Lehmann & Wirtz (1985),

Garimella & Eibeck (1990, 1991), Moffat & Anderson (1990), Anderson & Moffat (1990, 1992), Wirtz & Chen (1991), Hussein & Martinuzzi (1996), Meinders et al. (1998), Meinders & Hanjalic (1999), Meinders et al. (1999), Nakajima & Ota (1999), Molki & Faghri (2000), Nakamura et al.(2001), Niceno et al. (2002), Nakamura & Igarashi (2004), Nakajima et al. (2005), Yaghoubi & Velayati (2005), Zeng & Vafai (2009), Alves & Altemani (2010,2012) e Nishida et al. (2012).

1.1. Objetivos

1.1.1. Objetivo Geral

Executar a verificação numérica do descritor invariante do processo de

transferência de calor conjugada por convecção forçada-condução de três aquecedores

3D protuberantes alinhados e discretos em canais, por meio da obtenção dos

coeficientes de influência conjugados g+, agrupados em uma matriz conjugada G+. Com

o cálculo deste descritor, a temperatura de cada aquecedor 3D protuberante montado em

um substrato condutivo de um canal retangular horizontal com escoamento laminar e/ou

turbulento poderá ser determinado a partir do conhecimento de taxas arbitrárias de

dissipação de calor nos aquecedores. 

1.1.2. Objetivo Específico

Simulação numérica através do software ANSYS/Fluent® 15 do

resfriamento por convecção forçada e convecção forçada-condução de aquecedores

3D protuberantes montados em um substrato adiabático de um canal retangular

horizontal;

Determinação do coeficiente adiabático de transferência de

calor, had, e da função de Green discreta inversa G–1 – descritores invariantes do

processo de transferência de calor por convecção forçada;

Determinação da matriz conjugada G+ contendo os coeficientes de

influência conjugados g+ – um descritor invariante do processo conjugado de

transferência de calor por convecção forçada-condução;

Validação numérica da matriz conjugada G+ contendo os

coeficientes de influência g+ nos diferentes problemas de resfriamento por

convecção forçada ou conjugado por convecção forçada-condução.

2. REFERENCIAL TEÓRICO

Sir Issac Newton (1622-1727), propôs em 1701 (NEWTON, 1701 apud GRIGULL,1984), uma equação constitutiva para quantificar a taxa da transferência de calor por convecção. A Lei de Resfriamento de Newton é expressa por

href =qconv

A (T s−T ref ), (1)

sendo que, qconv é a taxa de transferência de calor por convecção, A é a área de troca de calor, Ts e Tref são, respectivamente, a temperatura superficial e a temperatura de referência do fluido. A escolha da temperatura de referência caracteriza o coeficiente de transferência de calor por convecção correspondente (href).

Considerando condições de contorno térmicas uniformes, a temperatura de referência Tref pode ser apropriadamente escolhida. Nos casos de escoamento externo, a temperatura de referência T∞ é a temperatura de corrente livre do escoamento e o coeficiente convectivo correspondente é h∞. No escoamento interno, não há corrente livre, por isso utilizam-se outros parâmetros, como por exemplo, a temperatura média de mistura, Tm, fornecendo hm. Outra referência é a temperatura de entrada T0, fornecendo h0.

Existem, entretanto, situações práticas com condições de contorno térmicas não uniformes na superfície de transferência de calor. Nesses casos, as temperaturas de referência padrão, tais como Tm ou T0 nos escoamentos internos, podem fornecer um coeficiente convectivo extremamente sensível a variações da temperatura da superfície do canal. Uma descontinuidade na distribuição da temperatura da superfície pode levar a uma descontinuidade do coeficiente local de transferência de calor (KAYS et al., 2005).

No caso de substratos contendo aquecedores discretos montados em sua superfície, a taxa de calor dissipada em cada aquecedor pode variar arbitrariamente, causando distribuições distintas de temperatura no substrato e nas superfícies dos aquecedores. Como citado anteriormente, considerando as definições tradicionais, o coeficiente convectivo, mantido o escoamento fluido, apresentará uma distribuição distinta para cada condição de aquecimento discreto no substrato. Neste caso, a utilidade do coeficiente convectivo seria limitada, pois ele seria apropriado para uma única condição de contorno térmica (ALVES, 2010).

Alves (2010) propôs uma extensão da função de Green discreta inversa (HACKER & EATON, 1995) para englobar os problemas conjugados de convecção forçada-condução de aquecedores discretos montados em um substrato condutivo através do uso de coeficientes de influência conjugados g+, agrupados em uma matriz conjugada G+. Pelo princípio de superposição, baseado na linearidade da equação da energia, o aumento da temperatura média de um aquecedor discreto n em uma configuração 2D, ser expresso pela soma dos efeitos de todos os N aquecedores discretos montados no substrato condutivo.

Δtn=(T h−T 0 )= 1mc p

∑i=1

N

g¿+¿qi

' .¿ (2)

Na Equação 2, o coeficiente de influência conjugado g¿+¿ ¿ relaciona o aumento da

temperatura média do aquecedor discreto n resultante de uma dissipação de calor por unidade de comprimento no aquecedor discreto i. Para problemas particulares de convecção forçada estes coeficientes de influência podem ser associados ao coeficiente adiabático de transferência de calor e à função superposição discreta (ANDERSON &

MOFFAT, 1992a,b), ou à função de Green discreta inversa (HACKER & EATON, 1995).

Na forma matricial, a Eq. 2 pode ser escrita como

ΔT = 1mc p

G+¿ q' , ¿ (3)

ou na forma expandida,

ARRUMAR A MATRIZ (4)

A matriz conjugada G+, proposta em Alves (2010), contendo os coeficientes de influência conjugados g+, é um descritor invariante do processo de transferência de calor conjugada por convecção forçada-condução. Desta forma, uma vez definida a matriz quadrada G+ de ordem N, o aumento da temperatura média de um aquecedor discreto, resultante de uma distribuição arbitrária da taxa de dissipação de calor em todos os aquecedores discretos, pode ser predito pela Eq. 2.

Considerando uma configuração 3D, o aumento da temperatura média de um aquecedor discreto n, pode ser representado pelo somatório dos efeitos de todos os N aquecedores discretos montados no substrato condutivo.

ΔT n=(T h−T 0)n=1

m c p∑i=1

N

g¿+¿ qi .¿ (5)

Na forma matricial, a Eq. (2.13) pode ser escrita como:

ΔT= 1m c p

G+¿q , ¿ (6)

ou na forma expandida,

ARRUMAR MATRIZ (7)

Os termos diagonais gnn+¿ ¿

estão associados aos efeitos de auto-aquecimento, ou seja, a resposta da temperatura de um aquecedor n à potência dissipada por ele mesmo. Os termos g¿

+¿ ¿ fora da diagonal principal representam o efeito de esteira térmica, ou seja, o efeito da potência dissipada nos demais aquecedores na temperatura de um aquecedor n da configuração. Sendo que os termos que estão acima da diagonal principal representam a influência da esteira térmica de um aquecedor com relação aos que estão à montante dele. E os termos abaixo da diagonal principal demonstram o coeficiente de influência com relação a aquecedores à jusante do mesmo.

Exemplos de aplicação desta metodologia considerando apenas um aquecedor 3D protuberante podem ser encontrados nos seguintes trabalhos disponíveis na literatura: Loiola (2011), Loiola & Altemani (2012, 2013a, 2013b), Barbur (2013) e Barbur et al. (2013).

3. MODELAGEM

No desenvolvimento deste Trabalho de Iniciação Científica foram considerados problemas associados ao controle térmico de uma coluna de aquecedores 3D protuberantes montados em uma placa de circuito impresso, como indicado na Fig. 2. Estes problemas são motivados pela configuração da Fig. 1, classificada no Nível 2 de empacotamento eletrônico. O espaço disponível para os aquecedores pode ser limitado e o resfriamento deve ocorrer por convecção forçada com baixas velocidades devido a limitações operacionais e redução de ruídos.

Figura 2. Configuração com uma coluna de aquecedores 3D protuberantes montados em uma PCB.

A configuração básica consistiu em um canal retangular horizontal com três aquecedores 3D protuberantes montados em um substrato condutivo, que se encontra na parede inferior do canal, como mostrado na Fig. 3.2. Neste caso, os aquecedores protuberantes, com uma condutividade térmica kh, são paralelepípedos com altura Hh, comprimento Lh e largura Wh e estão espaçados entre si por uma distância Ls. A borda à montante do primeiro aquecedor está posicionada em Lu da entrada do canal, a borda à jusante do terceiro aquecedor está a Ld da saída do canal e as bordas laterais dos aquecedores encontram-se a uma distância Ws das paredes laterais do canal. O canal retangular possui comprimento L, altura H e largura W. O substrato possui a mesma largura e mesmo comprimento que o canal, porém sua espessura é t e ele apresenta uma condutividade térmica ks.

Figura 3. Domínio com três aquecedores 3D montados no substrato de um canal retangular horizontal.

3.1. FORMULAÇÃO DO PROBLEMA

A modelagem matemática do problema foi efetuada para um domínio único, englobando o aquecedor protuberante, o substrato e o escoamento fluido no canal. As equações de conservação foram formuladas para o domínio de comprimento L, largura W/2, e altura (H), como mostrado Figura 3.

As equações governantes compreendendo os princípios de conservação de massa, de momentum e de energia no domínio considerado, sob condições de regime permanente, propriedades constantes e dissipação viscosa desprezível. Os eventuais efeitos de convecção natural, de radiação térmica e de oscilação do escoamento não serão considerados nesta modelagem, um procedimento adotado em problemas similares, por exemplo, Alves & Altemani (2012), Zeng & Vafai (2009) e Davalath & Bayazitoglu (1987).

Figura 4. Domínio da modelagem matemática do problema.

Conservação da Massa (Equação da Continuidade)

∂ u∂ x

∂ v∂ y

∂ w∂ z

=0 (8)

∇ .u=0 (9)

Conservação do Momentum (Equação de Navier Stokes)

o direção x

ρ( ∂u∂ x

+ ∂ u∂ y

+ ∂ u∂ z )=−∂ P

∂ x+μ( ∂2u

∂ x2 +∂2u∂ y2 +

∂2 u∂ z2 ) (10)

ρ ( u .∇ ) u=−∇P+μ∇2 u (11)

o direção y

ρ( ∂ v∂ x

+ ∂ v∂ y

+ ∂ v∂ z )=−∂ P

∂ y+μ ( ∂2 v

∂ x2 +∂2 v∂ y2 +

∂2 v∂ z2 ) (12)

o direção z

ρ( ∂ w∂ x

+ ∂ w∂ y

+ ∂ w∂ z )=−∂ P

∂ x+μ ( ∂2w

∂ x2 + ∂2 w∂ y2 + ∂2 w

∂ z2 ) (13)

Conservação da Energia (Equação do Calor)

ρ c p(u ∂T∂ x

+v∂T∂ y

+w∂T∂ z )=k ( ∂2 T

∂ x2 + ∂2T∂ y2 +

∂2 T∂ z2 )+S (14)

ρ c p ( u.∇ ) T=k∇2T+S (15)

As condições de contorno do escoamento são velocidade uniforme (u0) na entrada do canal e velocidade nula nas interfaces sólido-fluido, condição de não-deslizamento. Na saída do canal, o escoamento é tratado com uma difusão desprezível na direção x para as três componentes de velocidade. As condições de contorno térmicas consideradas foram temperatura uniforme (T0) na entrada do canal e na sua saída a difusão térmica na direção x é desprezada. As superfícies superior e inferior do domínio são consideradas adiabáticas. A condição de contorno de simetria é aplicada para os campos de velocidade e de temperatura (mesmas geometria e dissipação de calor no aquecedor 3D protuberante) no plano xy central.

3.2. PARÂMETROS TERMOFLUIDODINÂMICOS DE INTERESSE

As equações governantes foram solucionadas numericamente a fim de obterem-se as distribuições de velocidade, de pressão e de temperatura no domínio empregado. As soluções numéricas das distribuições das variáveis primitivas (u, v, w, p, T) foram utilizadas para a definição das grandezas derivadas (parâmetros termofluidodinâmicos de interesse) que serão apresentadas na sequência.

Em todos os casos analisados, o número de Reynolds no canal foi baseado em seu diâmetro hidráulico e expresso pela Eq. (3.9).

ℜ=ρu02 H

μ=

u02 H

ν (16)

O balanço de energia em cada um dos aquecedores 3D protuberantes é expresso pela Eq. (3.10).

q=q f +qs (17)

Nas interfaces de cada aquecedor com o fluido de resfriamento, um coeficiente convectivo, h(ξ), foi definido baseado na diferença entre a temperatura local da superfície do aquecedor Th(ξ), e uma temperatura de entrada do fluido no canal T0, como

observado na Eq. (3.11). O termo q f ¿(ξ) representa o fluxo térmico local da superfície do

aquecedor para o escoamento do fluido.

h0 (ξ )=qf} ( ξ ) } over {{T} rsub {h} left (ξ right ) - {T} rsub {0}¿¿ (18)

Após a definição do coeficiente convectivo local, Eq. (3.11), o número de Nusselt local no aquecedor foi calculado a partir da seleção do comprimento Lh como dimensão característica, como mostrado na Eq. (3.12).

Nu0=h0(ξ)Lh

k (19)

O coeficiente convectivo e o número de Nusselt médios dos aquecedores foram calculados através das Eqs. (3.13) e (3.14) respectivamente, onde Acv é a área das superfícies do aquecedor em contato com o escoamento do fluido.

h0=q f

Acv(T h−T 0) (20)

Nu0=h0 Lh

k (21)

3.3. SOLUÇÃO NUMÉRICA

As equações governantes com suas condições de contorno foram resolvidas numericamente utilizando o Método dos Volumes de Controle (Patankar, 1980) através do software ANSYS/Fluent® 15.0. O algoritmo SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations) foi utilizado para tratar do acoplamento pressão-velocidade. A discretização dos termos difusivo-convectivos foi realizada por meio do esquema Upwind de 2ª Ordem. As condições de contorno foram impostas nas fronteiras do domínio analisado (Figura 3).

Devido às não-linearidades na Equação do Momentum, as componentes de velocidade e a correção da pressão foram sub-relaxadas para prevenir instabilidade e divergência. O critério de parada do processo iterativo de resolução foi estabelecido para mudanças absolutas das variáveis primitivas menores do que quatro algarismos significativos entre duas iterações consecutivas, enquanto a conservação global de massa no domínio foi satisfeita em todas as iterações.

As resoluções numéricas foram executadas em um microcomputador com processador Intel® CoreTM i7 3,6GHz e com 16GB de memória RAM. O tempo de processamento de uma solução típica foi de aproximadamente 10 (dez) minutos.

A verificação dos procedimentos numéricos adotados foi realizada através da comparação dos resultados numéricos dos parâmetros fluidodinâmicos com os apresentados em Barbur (2013). Após um estudo de independência de grade computacional, os resultados numéricos foram obtidos com uma grade 3D não-uniforme contendo aproximadamente 795.000 volumes de controle. Esta grade computacional foi

mais concentrada nas regiões próximas às interfaces sólido-fluido devido aos maiores gradientes das variáveis primitivas nestas regiões, como ilustrado nas Figuras 4 e 5.

Figura 5. Grade computacional 3D não-uniforme que será utilizada na obtenção dos resultados em perspectiva.

(a) plano xy (b) plano yz

(c) plano zx

Figura 6. Grade computacional 3D nâo-uniforme que será utilizada na obtenção dos resultados.

4. RESUTADOS E DISCUSSÃO

Os resultados numéricos do escoamento laminar sobre os aquecedores protuberantes, da transferência de calor por convecção forçada e da transferência de calor conjugada por convecção forçada-condução serão apresentados neste capítulo. Para a obtenção destes

resultados, foram utilizados valores típicos de geometria e propriedades encontrados nas aplicações de resfriamento de componentes eletrônicos montados em uma placa de circuito (BAR-COHEN et al., 2003). As configurações geométricas ilustradas na Fig. 4, foram baseadas considerando uma altura do canal retangular horizontal de H = 0,02 m. O fluido de resfriamento considerado foi o ar, os aquecedores 3D protuberantes foram considerados como sendo de alumínio puro e o substrato condutivo como sendo uma placa de circuito impresso, acrílico ou alumínio puro. As propriedades dos fluidos e dos sólidos foram consideradas constantes, obtidas à temperatura de 300 K (INCROPERA et al., 2008). As condutividade térmica da placa de circuito impresso de alumínio puro foi de 240 W/m.K (ks/k = 9195,4). A taxa de dissipação de calor em cada aquecedor foi de 1 W. Os efeitos do número de Reynolds foram investigados para Re = 100, 150, 200, 250 e 300, correspondendo a velocidades médias do ar de 0,53 m/s até 1,58 m/s no canal. De acordo com Morris & Garimella (1996), nesta faixa de investigação de Re o regime do escoamento no canal é laminar. Como mencionado anteriormente, os efeitos de convecção natural e de radiação não foram incluídos na modelagem.

A maneira mais simples de obtenção dos coeficientes de influência conjugados g+ da matriz quadrada G+ foi através de simulações com um único aquecedor ativo por vez. Devido à linearidade da equação da energia, o princípio de superposição foi então aplicado nos casos estudados com mais de um aquecedor ativo, e a temperatura média de cada aquecedor foi calculada através da Eq. 5 Com o intuito de demonstrar os benefícios da utilização dos coeficientes de influência conjugados g+ na predição de temperatura, simulações adicionais foram executadas com os três aquecedores ativos no canal, visando a comparação dos resultados numéricos das temperaturas médias dos aquecedores com aquelas preditas pela Eq. 5.

4.1. Escoamento Laminar

Na Figura 7, as linhas de corrente sobre os aquecedores 3D protuberantes, em uma vista em perspectiva 3D, são apresentadas para números de Reynolds iguais a 200. As principais características do escoamento laminar consistem de vórtice(s) ferradura(s) que inicia(m) sua formação à montante do primeiro aquecedor e se desenvolvem ao redor das superfícies laterais dos aquecedores; da formação de uma pequena recirculação à montante do primeiro aquecedor; de recirculações nos espaçamentos entre dois aquecedores protuberantes adjacentes e de uma região de recirculação à jusante do terceiro aquecedor devido ao recolamento da camada-limite fluidodinâmica do escoamento.

(a)vista 3d

(b)vista lateral

Figura 7. Linhas de corrente sobre aquecedores 3D protuberantes para Re=200.

Nas Figura 8 são apresentados os perfis de velocidade do escoamento laminar de ar com Re=200 para os planos xy e xz, respectivamente, com o intuito da analisar as magnitudes da velocidade e o sentido das recirculações nas diferentes regiões do escoamento. Observa-se o mesmo comportamento fluidodinâmico quando comparada com as Fig. 7.

(a)plano xy

(b)plano xz

Figura 8. Perfil de velocidade sobre aquecedores 3D protuberantes para Re=200.

Nas Figura 9 são apresentados os perfis de pressão do escoamento laminar de ar com Re=200 para os planos xy e xz, respectivamente.

(a)plano xy

(b)plano xz

Figura 9. Distribuição de pressão sobre aquecedores 3D protuberantes para Re=200.

Como esperado, a pressão na entrada do canal é superior à da saída. As maiores pressões estão localizadas próximas a superfície

frontal do primeiro aquecedor 3D protuberante devido ao ponto de estagnação. Além disso, quanto maior o número de Reynolds, maiores serão os gradientes de pressão próximos à estagnação e a queda de pressão total no canal retangular horizontal.

Os principais resultados obtidos os parâmetros fluidodinâmicos de interesse, velocidade média, vazão mássica e queda de pressão total no canal, são apresentados na Tab. 4.2.

Tabela 1. Parâmetros fluidodinâmicos de interesse.

Re U0 [m/s] m [kg/s] Δp [Pa]100 0,53 0,0004545 0,404398150 0,79 0,0006774 0,692171200 1,06 0,0009089 1,041843250 1,32 0,0011319 1,420816300 1,58 0,0013549 1,835588

.A Figura 4.9 mostra a queda de pressão total no canal em função do número de Reynolds. A queda de pressão aumenta com o aumento de Re.

100 150 200 250 3000

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

Re

Δp [P

a]

Figura 10. Variação da queda de pressão total no canal em função de Re.

Os resultados da queda de pressão total no canal foram correlacionados por

Δp=0,3854 ℜ0,9387. (22)

4.2. Resfriamento Conjugado por Convecção Forçada-Condução

Para estes casos, a taxa volumétrica de dissipação de calor q gerada em cada aquecedor é subdividida em duas parcelas. Uma parte diretamente da superfície do aquecedor 3D protuberante para o escoamento fluido por convecção forçada, denominada qf. A outra parcela é transferida por condução para o substrato condutivo, através da interface aquecedorsubstrato, sendo denominada qs. Como mencionado anteriormente, da conservação de energia, a soma das frações (qf /q) e (qs/q) é sempre unitária.

Nas simulações efetuadas com um único aquecedor 3D protuberante ativo de cada vez, foram encontrados os resultados para a fração (qs/q) em função do número de Reynolds, que são apresentados na Tab. 2 e na Fig. 11 considerando o substrato de alumínio.

Tabela 2. Fração (qs/q) considerando substrato de alumínio.

Re (qs,1/q) (qs,2/q) (qs,3/q)100 0,9721 0,9761 0,9745150 0,9657 0,9695 0,9663200 0,9598 0,9630 0,9621250 0,9509 0,9561 0,9535300 0,9411 0,9489 0,9444

100 150 200 250 3000.931

0.936

0.941

0.946

0.951

0.956

0.961

0.966

0.971

0.976

#1#2#3

Re

(qs/

q)

Figura 11. Fração (qs/q) considerando substrato de alumínio.

Os resultados dos coeficientes de influência conjugados gnn+¿ ¿,

associados ao autoaquecimento, g11+¿ ¿, g22

+¿ ¿ e g33+¿ ,¿ em função de

Reynolds são mostrados na Tab. 3 e na Fig. 12 considerando o substrato de alumínio. Estes coeficientes dependem de Reynolds, da posição do aquecedor 3D protuberante no canal e da condutividade térmica do substrato. O aumento com Re ocorre principalmente devido ao aumento da vazão mássica no canal.

Tabela 3. Coeficientes de influência gnn+¿ ¿

.

Re g11+¿ ¿ g22

+¿ ¿ g33+¿ ¿

100 4,186603

4,291379 4,459011

150 5,520311

5,548646 5,74562

200 6,703018

6,780631 6,90163

250 7,635435

7,761081 7,860329

300 8,441712 8,58511 8,7198

100 150 200 250 3004

4.5

5

5.5

6

6.5

7

7.5

8

8.5

9

g11g22g33

Re

Figura 12. Coeficientes de influência gnn+¿ ¿

.

Os resultados para os coeficientes de influência conjugados g¿+¿ ¿da

diagonal superior g12+¿ ¿, g13

+¿ ¿ e g23+¿ ¿, em função do número de Reynolds,

são mostrados na Tab. 4 e nas Fig. 13. Estes coeficientes dependem de Reynolds, da posição dos aquecedores 3D protuberantes no canal e da condutividade térmica do substrato. Devido à alta condutividade do material, que proporciona um resfriamento predominantemente por condução, os coeficientes de influência g12

+¿ ¿, g13+¿ ¿ e g23

+¿ ¿ assumem

valores muito próximos.

Tabela 4. Coeficientes de influência g12+¿ ¿

, g13+¿ ¿

e g23+¿ ¿

.

Re g12+¿ ¿ g1 3

+¿ ¿ g23+¿ ¿

100 3,558551

3,761608 3,87985

150 4,404693

4,763835 4,881053

200 5,114762

5,785837 5,746977

250 5,654937

6,318702 6,430854

300 6,105607

6,883723 7,019506

100 150 200 250 3003

3.5

4

4.5

5

5.5

6

6.5

7

7.5

8

g12g13g23

Figura 13. Coeficientes de influência g12+¿ ¿

, g13+¿ ¿

e g23+¿ ¿

.

Os resultados para os coeficientes de influência conjugados g¿+¿ ¿

da diagonal inferior g21

+¿ ¿, g31+¿ ¿ e g32

+¿ ¿ são apresentados em função do número de Reynolds na Tab. 5 e nas Fig. 14. Estes coeficientes aumentam com Reynolds porque a vazão mássica aumenta no canal.

Tabela 5. Coeficientes de influênciag21+¿ ¿, g31

+¿ ¿ e g32+¿ ¿.

Re g21+¿ ¿ g31

+¿ ¿ g32+¿ ¿

100 3,785658

3,609514 3,916771

150 4,934253

4,679962 4,988563

200 6,009477

5,677626 5,9549

250 6,806737

6,398627 6,702195

300 7,432175

6,945274 7,330399

]100 150 200 250 300

3

3.5

4

4.5

5

5.5

6

6.5

7

7.5

8

g21g31g32

Figura 14. Coeficientes de influência g21+¿ ¿

, g31+¿ ¿

e g32+¿ ¿

.

Em todas as simulações efetuadas para o resfriamento conjugado por convecção forçada-condução, apesar da condução axial no meio fluido ter se tornado desprezível, foi observada uma influência térmica na região à montante de cada aquecedor ativo. Isto ocorreu devido à condução no substrato na região à montante do aquecedor ativo e também devido às recirculações presentes no escoamento. Este fato é ilustrado para os aquecedores 3D protuberantes, através dos mapas de isotérmicas considerando Re = 200, nas Fig 15.

(a)Aquecedor #3

(b)Aquecedor #2

(c) Aquecedor #1

Figura 145. Mapas de isotérmicas para Re= 200 considerando um único aquecedor ativo.

Os teste numérico apresentado a seguir teve a finalidade de verificação da validade do princípio de superposição nos diferentes casos com substratos condutivos. Com estes testes, as temperaturas obtidas das simulações numéricas utilizando o software ANSYS/Fluent® 15 considerando os três aquecedores 3D protuberantes ativos no canal foram comparadas com as preditas pela Eq. 5.

As simulações envolvendo os três aquecedores ativos incluíram um teste com a mesma taxa de dissipação volumétrica de calor nos aquecedores. A distribuição da dissipação volumétrica de calor no teste, denominado de Teste 1-1-1, foi q1 = q2 = q3 = 1W, correspondendo a uma taxa de dissipação volumétrica uniforme nos três aquecedores 3D protuberantes.

Re T h ,1 [K] T h ,2 [K] T h ,3 [K]100 325,1197 326,11 326,19150 320,92 321,9164 321,99200 318,5836 319,5762 319,6638250 316,7053 317,6821 317,7639300 315,2965 316,2558 316,3294

Nas Figura 16 são apresentados os mapas de isotérmicas nos planos xy e xz com Re = 200, para o Teste 1-1-1.

(a)Plano xy

(b)Plano xz

5. CONCLUSÃO

O objetivo deste Trabalho de Iniciação Coentífica foi a validação numérica do descritor invariante do processo conjugado de transferência de calor por convecção forçada -condução de aquecedores 3D discretos em canais, por meio da obtenção dos coeficientes de influência conjugados g+, agrupados em uma matriz conjugada G+. As temperaturas dos aquecedores protuberantes discretos montados em um substrato condutivo em um canal retangular horizontal com escoamento laminar de ar foram relacionadas com descritores invariantes independente da dissipação

de potência em cada aquecedor através da matriz conjugada G+. Esses coeficientes são adimensionais e foram chamados de coeficientes de influência conjugados (g+) devido à natureza conjugada por convecção forçada-condução do resfriamento dos aquecedores. O aumento da temperatura de cada aquecedor no canal foi quantificado de tal forma que as contribuições devido ao auto-aquecimento e às dissipações de potência dos outros aquecedores (tanto à montante, quanto à jusante) fossem claramente identificadas. Para uma dada geometria, campo de escoamento, propriedades termofísicas do fluido e dos sólidos, os coeficientes conjugados são invariantes com a taxa de geração de calor na configuração dos aquecedores. Os resultados foram obtidos numericamente considerando três aquecedores 3D protuberantes em um arranjo bidimensional utilizando o software ANSYS/Fluent® 15. Alguns exemplos foram mostrados, indicando os efeitos da condutividade térmica do substrato e do número de Reynolds no coeficiente de transferência de calor.