Dissertação - Heat Transfer

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UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA 
CENTRO TECNOLÓGICO 
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA 
 
 
 
ANDRÉ PROVENSI 
 
 
 
SUPERFÍCIES MICROALETADAS RESFRIADAS POR SPRAYS EM UM CICLO DE 
REFRIGERAÇÃO COMPACTO: FABRICAÇÃO E AVALIAÇÃO EXPERIMENTAL 
DO DESEMPENHO TÉRMICO 
 
 
 
 
 
 
 
FLORIANÓPOLIS 
2020 
 
 
 
UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA 
CENTRO TECNOLÓGICO 
PROGRAMA DE PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA MECÂNICA 
 
 
 
ANDRÉ PROVENSI 
 
 
 
 
SUPERFÍCIES MICROALETADAS RESFRIADAS POR SPRAYS EM UM CICLO DE 
REFRIGERAÇÃO COMPACTO: FABRICAÇÃO E AVALIAÇÃO EXPERIMENTAL 
DO DESEMPENHO TÉRMICO 
 
Dissertação submetida ao Programa de Pós-Gradu-
ação em Engenharia Mecânica pra a obtenção do 
título de Mestre em Engenharia Mecânica. 
 Orientador: Prof. Jader Riso Barbosa Junior, Ph.D. 
Coorientador: Prof. Milton Pereira, Dr. Eng. 
 
 
 
FLORIANÓPOLIS 
2020
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
Ficha de identificação da obra elaborada pelo autor, através do Programa de Geração Automá-
tica da Biblioteca Universitária da UFSC. 
 
 
Provensi, André 
Superfícies Microaletadas Resfriadas por Sprays em um Ciclo de Refrigeração 
Compacto: Fabricação e Avaliação Experimental do Desempenho Térmico / André 
Provensi ; orientador, Jader Riso Barbosa Jr. , coorientador, Milton Pereira, 
2020. 
 128 p. 
 Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de Santa 
Catarina, Centro Tecnológico, Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecâ-
nica, Florianópolis, 2020. 
 Inclui referências. 
 1. Engenharia Mecânica. 2. Superfícies modificadas. 3. Sistemas compactos. 
4. Remoção de altos fluxos de calor. 5. 
Spray cooling. I. , Jader Riso Barbosa Jr.. II. Pereira, Milton . III. Uni-
versidade Federal de Santa Catarina. 
Programa de Pós-Graduação em Engenharia Mecânica. IV. Título. 
 
 
 
 
ANDRÉ PROVENSI 
 
SUPERFÍCIES MICROALETADAS RESFRIADAS POR SPRAYS EM UM CICLO DE 
REFRIGERAÇÃO COMPACTO: FABRICAÇÃO E AVALIAÇÃO EXPERIMENTAL 
DO DESEMPENHO TÉRMICO 
O presente trabalho em nível de Mestrado foi avaliado e aprovado por banca examinadora 
composta pelos seguintes membros 
Profa. Elaine Maria Cardoso, Dra. Enga. (Universidade Estadual Paulista) 
Prof. Fábio Antonio Xavier, Dr. Eng. (Universidade Federal de Santa Catarina) 
 
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. Jader Riso Barbosa Junior, Ph.D. – Orientador 
 
_______________________________________________ 
Prof. Milton Pereira, Dr.Eng. - Coorientador 
 
_______________________________________________ 
Prof. Paulo de Tarso Rocha de Mendonça, Dr. Eng. - Coordenador do Programa 
 
Florianópolis, 18 de Dezembro de 2020. 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
“A sorte favorece a mente bem preparada” (Louis Pasteur) 
 
 
AGRADECIMENTOS 
Agradeço ao Prof. Jader, pelas inúmeras contribuições e grande auxílio durante o acompanha-
mento e desenvolvimento do trabalho e por ter participado da minha formação acadêmica desde 
a graduação até aqui. 
Ao Prof. Milton, pelo auxílio na fabricação das superfícies e à equipe do LMP pela disponibi-
lidade para usufruir do laboratório e utilizar o laser pulsado. 
Ao colegas de mestrado e do POLO, em especial Marcus Vinícius e Rafael Lima pelas suges-
tões e companheirismo na execução dos trabalhos. 
À Embraco e ao CNPq pelo suporte financeiro. 
À minha família, pelo apoio e suporte durante mais uma etapa da minha formação. 
 
 
. 
 
 
 
 
 
 
RESUMO 
 Nas últimas décadas, o grande crescimento da energia dissipada por componentes ele-
trônicos e da miniaturização de sistemas eletrônicos têm resultado em altos fluxos de calor que 
necessitam ser removidos. O controle térmico apropriado contribui para o funcionamento se-
guro e aumento da vida útil de sistemas eletrônicos e seus componentes. Técnicas de resfria-
mento que se baseiam em mudança de fase como jatos, sprays e ebulição convectiva são apro-
priadas para a remoção de altos fluxos de calor e, quando associadas a um sistema de refrige-
ração, aliam a remoção de altos fluxos de calor com a transferência de calor a uma temperatura 
menor que a temperatura ambiente. Para intensificar a eficiência da transferência de calor, pode-
se empregar modificações na superfície a ser resfriada. Modificações como superfícies estrutu-
radas, porosas e revestimento químico podem contribuir para aumentar a molhabilidade, au-
mentar o número de sítios de nucleação e aumentar a área de troca de calor, contribuindo, jun-
tamente com a mudança de fase, para elevar os valores de fluxo de calor que devem ser remo-
vidos. Nesse sentido, esta dissertação tem por objetivo avaliar a influência de superfícies mo-
dificadas sobre a transferência de calor de um sistema de refrigeração utilizando spray cooling. 
A modificação realizada consiste em fabricar microaletas em uma superfície a qual é aquecida 
e incide um spray que é formado pela colisão de dois jatos oblíquos. A superfície aquecida fica 
localizada dentro de uma unidade de resfriamento que é integrado a um sistema de refrigeração 
compacto que opera com um compressor linear e utiliza R-134a como fluido refrigerante. Fo-
ram fabricadas aletas com diferentes dimensões, e é avaliada a influência sobre a transferência 
de calor e sobre o desempenho termodinâmico do sistema de refrigeração. A interação do spray 
com as superfícies modificadas é observada com uma câmera de alta velocidade, possibilitando 
identificar os fenômenos que ocorrem no interior da unidade de resfriamento. A utilização de 
microaletas melhorou a distribuição do filme líquido, aumentou o fluxo de calor crítico em até 
37,7 % e o coeficiente de transferência de calor máximo em até 3 vezes. A temperatura de 
superfície foi reduzida e a performance termodinâmica do sistema de refrigeração não foi afe-
tada. 
 Palavras-chave: Spray cooling. Superfícies modificadas. Microaletas. Sistema de refri-
geração compacto. Remoção de altos fluxos de calor. 
 
 
 
 
ABSTRACT 
 In the last decades, the great increase in energy dissipation by electronics and the min-
iaturization of electronic systems has resulted in high heat fluxes that need to be removed. 
Proper thermal management contributes to the safe operation and increases the lifespan of elec-
tronic systems. Cooling techniques based on phase change such as jets, sprays and flow boiling 
are proper to remove high heat fluxes, and when associated with refrigeration systems, combine 
high heat flux removal and heat exchange at a temperature lower than the room temperature. In 
order to intensify the heat exchange, it is possible to apply surface modification on the surface 
to be cooled. Modifications such as structured surfaces, porous and chemical coating may in-
crease wettability, number of nucleation sites and the heat transfer area, contributing, alongside 
with phase change, to enhance the values of heat flux that must be removed. In this context, this 
study pursues to evaluate the influence of modified surfaces on the heat transfer of a refrigera-
tion system using spray cooling. The modification adopted herein consists of producing micro-
fins on a heated surface that is cooled by a spray formed by two colliding jets. The heated 
surface is located inside a cooling unity integrated to a compact refrigeration system that works 
with a linear compressor and utilizes R-134a as refrigerant fluid. Fins with different dimensions 
were produced and its influence on the heat transfer and the refrigeration system thermody-
namic performance is evaluated. The interaction between spray and modified surfaces is ob-
served by a high-speed camera, being possible to identify the phenomena occurring inside the 
cooling unity. Applying microfinsimproved the liquid film distribution, increased the critical 
heat flux up to 37,7 % and the maximum heat transfer coefficient up to three times. The surface 
temperature was reduced and the thermodynamic performance of the refrigeration system was 
not affected. 
Keywords: Spray cooling. Modified surfaces. Compact refrigeration system. High heat 
flux removal. 
 
 
 
 
 
 
 
LISTA DE FIGURAS 
Figura 2.1 – Seção de orifícios paralelos (Carneiro, 2018). ....................................................... 6 
Figura 2.2 – Seção de orifícios oblíquos com jatos colidentes formando spray. Adaptado de 
Carneiro (2018). ......................................................................................................................... 7 
Figura 2.3 – Quadro mostrando as regiões de secagem na superfície do bloco de cobre. ......... 8 
Figura 2.4 – Curva de ebulição para spray cooling. ................................................................... 9 
Figura 2.5 – Mecanismos de transferência de calor atuando no spray cooling. Adaptado de Yan 
et al. (2011). .............................................................................................................................. 10 
Figura 2.6 – Filme de líquido formado pela coalescência das gotículas do spray. Adaptado de 
Yan et al. (2011). ...................................................................................................................... 11 
Figura 2.7 - Convecção ocorrendo pela incidência de gotículas. Adaptado de Yan et al. (2011).
 .................................................................................................................................................. 11 
Figura 2.8 – Sítios de nucleação e partida das bolhas da superfície aquecida. Adaptado de Yan 
et al. (2011). .............................................................................................................................. 12 
Figura 2.9 – Superfícies aletadas utilizadas por Silk (2004). ................................................... 13 
Figura 2.10 – Superfícies utilizadas por Zhou et al. (2019) ..................................................... 15 
Figura 2.11 – Superfícies utilizadas por Xie et al. (2013). ....................................................... 14 
Figura 2.12 – Representação do líquido sendo sugado pelas microestruturas e sendo 
transportado por baixo da linha aparente de contato líquido-vapor, mostrando o papel da 
drenabilidade no aumento do fluxo de calor crítico. Adaptado de Rahman (2014) ................ 17 
Figura 2.13 – (a) Quadros mostrando instantes diferentes de um teste de drenabilidade e a 
variação de altura e (b) gráfico do volume drenado em função do tempo. Adaptado de Rahman 
(2014). ...................................................................................................................................... 18 
Figura 2.14 - Fluxo de calor crítico em função do fluxo volumétrico máximo. Adaptado de 
Rahman (2014). ........................................................................................................................ 19 
Figura 3.1 – Diagrama representando a bancada SPHINX, seus componentes e os circuitos 
primário e secundário. Adaptada de Carneiro (2018)............................................................... 21 
Figura 3.2 – Compressor que integra o circuito primário da bancada SPHINX. Adaptado de 
Carneiro (2018) ........................................................................................................................ 23 
Figura 3.3 – Calorímetro. Adaptado de Carneiro (2018). ........................................................ 23 
Figura 3.4 – Volume de controle para a realização do balanço energético. Adaptado de Carneiro 
(2018). ...................................................................................................................................... 24 
 
 
Figura 3.5 – Ilustração da SPHINX, resistência de superaquecimento e separador líquido-vapor. 
Adaptado de Carneiro (2018). .................................................................................................. 26 
Figura 3.6 – Unidade de resfriamento e seus componentes em detalhe. .................................. 26 
Figura 3.7 - Seção de orifícios oblíquos utilizada para formação de spray. Adaptado de Carneiro 
(2018). ...................................................................................................................................... 27 
Figura 3.8 – Câmaras de visualização ...................................................................................... 28 
Figura 3.9 – Unidade de drenagem e isolamento e seus componentes. Adaptado de Carneiro 
(2018). ...................................................................................................................................... 28 
Figura 3.10 – Bloco de cobre encaixado unidade de drenagem e isolamento. Adaptado de 
Carneiro (2018). ....................................................................................................................... 29 
Figura 3.11 – Circuito secundário da bancada SPHINX. ......................................................... 30 
Figura 3.12 – Instrumentos de medição de temperatura e pressão. Adaptado de Carneiro (2018).
 .................................................................................................................................................. 31 
Figura 3.13 – Câmera de alta velocidade e fontes de luz. Adaptado de Carneiro (2018). ....... 36 
Figura 3.14 – Bancada para testes de drenabilidade e o tubo capilar utilizado em detalhe. .... 37 
Figura 3.15 – Dessecador de vidro. .......................................................................................... 38 
Figura 3.16 – Dois quadros mostrando (a) a gota de álcool prestes a encostar na superfície e (b) 
o instante no qual a gota toca a superfície. ............................................................................... 41 
Figura 3.17 – Sequência de quadros retratando um teste de drenabilidade. ............................ 42 
Figura 4.1 – Diagrama representando a quantidade de energia sendo entregue pelos pulsos do 
laser em função do tempo. ........................................................................................................ 43 
Figura 4.2 – Parte interior do aparato contendo o scanner e a mesa sobre os eixos lineares. 
(Silveira, 2020) ......................................................................................................................... 44 
Figura 4.3 – Parte exterior mostrando o enclausuramento. (Silveira, 2020). ........................... 45 
Figura 4.4 – Representação de uma fibra óptica com núcleo dopado. (Silveira,2020). ........... 46 
Figura 4.5 – Scanner. (Silveira, 2020). ..................................................................................... 47 
Figura 4.6 – Diferença da trajetória do feixe refletido ao passar por uma (a) lente convencional 
e (b) lente f-θ. (Silveira, 2020). ................................................................................................ 48 
Figura 4.7 – Área máxima que pode ser varrida pelo scanner. (Silveira, 2020). ..................... 48 
Figura 4.8 – Bloco de cobre antes e depois de ser preparado com a lixa 400. ......................... 49 
Figura 4.9 – Superfície finalizada após o processo de microusinagem. ................................... 50 
Figura 4.10 – Região correspondente ao espaçamento de aleta sendo fabricada. .................... 51 
Figura 4.11 – Segunda região correspondente ao espaçamento de aleta sendo fabricada........ 51 
Figura 4.12 – Região correspondente ao espaçamento de aleta pronta na direção horizontal. 51 
 
 
Figura 4.13 – Região correspondente ao espaçamento de aleta sendo produzida na direção 
vertical ......................................................................................................................................52 
Figura 4.14 – Sequência mostrando respectivamente o bloco de cobre antes do processo de 
fabricação, o laser removendo material e a superfície resultante. ............................................ 52 
Figura 4.15 – Bloco de cobre com superfície texturizada em detalhe. ..................................... 53 
Figura 4.16 – Linha representando os pulsos do laser gerando crateras sobrepostas. .............. 53 
Figura 4.17 – Microscópio óptico utilizado (Leica, 2020). ...................................................... 56 
Figura 4.18 – Interferômetro utilizado para analisar as superfícies (Zygo, 2020). .................. 57 
Figura 4.19 – Esquema representando o princípio de funcionamento da técnica de 
interferometria. Adaptado de LIGO (2020). ............................................................................. 57 
Figura 5.1 – Fotografia por microscopia óptica da superfície S200L200. ............................... 58 
Figura 5.2 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S200L400. ................................ 59 
Figura 5.3 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S200L600. ................................ 59 
Figura 5.4 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S400L200. ................................ 60 
Figura 5.5 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S400L400. ................................ 60 
Figura 5.6 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S400L600. ................................ 61 
Figura 5.7 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S600L200. ................................ 61 
Figura 5.8 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S600L400. ................................ 62 
Figura 5.9 - Fotografia por microscopia óptica da superfície S600L600. ................................ 62 
Figura 5.10 – Detalhes observados nas microaletas e na região ao redor desta. Superfície 
S200L200 com aumento de 100 vezes. .................................................................................... 63 
Figura 5.11 – Imagem de topo por interferometria da superfície S200L400. .......................... 65 
Figura 5.12 – Vista tridimensional da superfície S200l400. .................................................... 65 
Figura 5.13 - Imagem de topo por interferometria da superfície S200L600. ........................... 66 
Figura 5.14 – Vista tridimensional da superfície S200L600. ................................................... 66 
Figura 5.15 - Imagem de topo por interferometria da superfície S400L200. ........................... 67 
Figura 5.16 – Vista tridimensional da superfície S400L200. ................................................... 67 
Figura 5.17 - Imagem de topo por interferometria da superfície S400L400. ........................... 68 
Figura 5.18 – Vista tridimensional da superfície S400L400. ................................................... 68 
Figura 5.19 - Imagem de topo por interferometria da superfície S400L600. ........................... 69 
Figura 5.20 – Vista tridimensional da superfície S400L600 .................................................... 69 
Figura 5.21 - Imagem de topo por interferometria da superfície S600L200. ........................... 70 
Figura 5.22 – Vista tridimensional da superfície S600L200. ................................................... 70 
Figura 5.23 - Imagem de topo por interferometria da superfície S600L400. ........................... 71 
 
 
Figura 5.24 – Vista tridimensional da superfície S600L400. ................................................... 71 
Figura 5.25 - Imagem de topo por interferometria da superfície S600L600. ........................... 72 
Figura 5.26 – Vista tridimensional da superfície S600L600. ................................................... 72 
Figura 5.27 - Seção transversal da superfície S400L600 e as dimensões medidas. ................. 73 
Figura 5.28 – (a) Curva volume x tempo, (b) derivada, (c) diâmetro molhado aparente e (d) 
fluxo volumétrico com espaçamento S200 fixo. ...................................................................... 77 
Figura 5.29 - (a) Curva volume x tempo, (b) derivada, (c) diâmetro molhado aparente e (d) 
fluxo volumétrico com espaçamento S400 fixo. ...................................................................... 78 
Figura 5.30 - (a) Curva volume x tempo, (b) derivada, (c) diâmetro molhado aparente e (d) 
fluxo volumétrico com espaçamento S600 fixo. ...................................................................... 79 
Figura 5.31 – Temperatura de saturação para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo. ..... 80 
Figura 5.32 - Temperatura de saturação para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo. ...... 81 
Figura 5.33 - Temperatura de saturação para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo. ...... 81 
Figura 5.34 – Vazão mássica de refrigerante para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo.
 .................................................................................................................................................. 82 
Figura 5.35 - Vazão mássica de refrigerante para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo.
 .................................................................................................................................................. 83 
Figura 5.36 - Vazão mássica de refrigerante para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo.
 .................................................................................................................................................. 83 
Figura 5.37 - Temperatura de superfície para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo. ..... 85 
Figura 5.38 - Temperatura de superfície para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo. ..... 85 
Figura 5.39 – Temperatura de superfície para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo...... 86 
Figura 5.40 – Curva de ebulição para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo. ................. 89 
Figura 5.41 - Curva de ebulição para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo. .................. 89 
Figura 5.42 - Curva de ebulição para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo. .................. 90 
Figura 5.43 – Comparação entre os coeficientes de transferência de calor para todas as 
superfícies. ................................................................................................................................ 90 
Figura 5.44 – Quadros dos pontos indicados nas curvas de ebulição da superfície lixa 400 e 
polida. ....................................................................................................................................... 91 
Figura 5.45 - Quadros dos pontos indicados nas curvas de ebulição da superfície S200L200 e 
polida. ....................................................................................................................................... 92 
Figura 5.46 - Quadros dos pontos indicados nas curvas de ebulição da superfície S200L400 e 
polida. ....................................................................................................................................... 93 
 
 
Figura 5.47 - Quadros dos pontos indicados nas curvas de ebulição da superfície S200L600 e 
polida. ....................................................................................................................................... 94 
Figura 5.48 – Representação da projeção da área desenvolvida. Adaptado de DigitalSurf (2020).
 .................................................................................................................................................. 95 
Figura 5.49 – Região selecionada para obter a razão entre Spar e Sdar para a superfície S200L400.
 .................................................................................................................................................. 95 
Figura 5.50 – Coeficiente de transferência de calor levando em conta a área desenvolvida. .. 98Figura 5.51 – Fluxo de calor crítico em função do fluxo volumétrico máximo. ...................... 99 
Figura 5.52 – Coeficiente de transferência de calor levando em conta área desenvolvida em 
função do fluxo volumétrico máximo. ................................................................................... 100 
Figura 5.53 – Potência do compressor para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo. ...... 101 
Figura 5.54 - Potência do compressor para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo. ....... 101 
Figura 5.55 - Potência do compressor para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo. ....... 102 
Figura 5.56 - COP para as superfícies polida, lixa 400 e L200 fixo. ..................................... 103 
Figura 5.57 - COP para as superfícies polida, lixa 400 e L400 fixo. ..................................... 103 
Figura 5.58 - COP para as superfícies polida, lixa 400 e L600 fixo. ..................................... 104 
Figura 5.59 – Título mássico na saída da SPHINX para as superfícies polida, lixa 400 e L200 
fixo. ......................................................................................................................................... 105 
Figura 5.60 - Título mássico na saída da SPHINX para as superfícies polida, lixa 400 e L400 
fixo. ......................................................................................................................................... 105 
Figura 5.61 - Título mássico na saída da SPHINX para as superfícies polida, lixa 400 e L600 
fixo. ......................................................................................................................................... 106 
Figura B.1 – Seção transversal da superfície S200L400. ....................................................... 126 
Figura B.2 – Seção transversal da superfície S200L600. ....................................................... 126 
Figura B.3 – Seção transversal da superfície S400L200. ....................................................... 126 
Figura B.4 - Seção transversal da superfície S400L400. ........................................................ 127 
Figura B.5 - Seção transversal da superfície S400L600. ........................................................ 127 
Figura B.6 - Seção transversal da superfície S600L200. ........................................................ 127 
Figura B.7 - Seção transversal da superfície S600L400. ........................................................ 128 
Figura B.8 - Seção transversal da superfície S600L600. ........................................................ 128 
 
 
 
 
 
LISTA DE TABELAS 
Tabela 3.1 – Instrumentos de medição utilizados na bancada SPHINX. ................................. 32 
Tabela 3.2 – Especificação das estratégias de controle utilizadas. ........................................... 32 
Tabela 3.3 – Condições para realizações dos experimentos na bancada SPHINX. ................. 39 
Tabela 4.1 – Parâmetros nominais do laser. ............................................................................. 46 
Tabela 4.2 – Parâmetros do laser selecionados. ....................................................................... 50 
Tabela 4.3 – Nomenclatura adotada para distinguir as superfícies fabricadas. ........................ 55 
Tabela 5.1 – Resultados das medições para espaçamento de aleta. ......................................... 74 
Tabela 5.2 – Resultados das medições para a largura de aleta. ................................................ 74 
Tabela 5.3 – Resultados das dimensões para as alturas de aleta. ............................................. 74 
Tabela 5.4 – Parâmetros Spar e Sdar e áreas total da superfície aletada, A
*, e ajustada, Aajust, para 
as superfícies avaliadas. O valor da área projetada, As, é 6,4 cm
2. ........................................... 97 
Tabela A.1 – Incerteza expandida dos parâmetros medidos. ................................................. 125 
Tabela A.2 – Incerteza dos parâmetros calculados................................................................. 125 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
LISTA DE SÍMBOLOS 
𝐴𝑠 Área do bloco de cobre [m²] 
A* Área total aletada [m²] 
Aajust Área desenvolvida calculada com ajuste [K ] 
At Área total aquecida [m²] 
AW Área aparente molhada [m
2] 
COP Coeficiente de performance 
cp,l Calor específico de líquido saturado [J.kg
-1.K-1] 
db Diâmetro de partida de bolha [m] 
Dc Diâmetro de cratera [m] 
DW Diâmetro do menisco da área aparente molhada [m] 
�̇�𝑖𝑛 Taxa de energia que sai do volume de controle [W] 
�̇�𝑜𝑢𝑡 Taxa de energia que entra no volume de controle [W] 
f Frequência [Hz] 
g Aceleração da gravidade [m.s-2] 
Hfin Altura de aleta maior [m] 
hfin Altura de aleta menor [m] 
hlv Entalpia de vaporização [kJ.kg
-1] 
hs Coeficiente de transferência de calor [W.m
-2.K-1] 
ℎ𝑠𝑝ℎ,𝑜 Entalpia na saída da SPHINX [J.kg
-1] 
ℎ𝑠𝑝ℎ,𝑖 Entalpia na saída da SPHINX [J.kg
-1] 
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑑,𝑜 Entalpia na saída do condensador [kJ.kg
-1] 
ℎ𝑐𝑜𝑛𝑑,𝑖 Entalpia na entrada do condensador [kJ.kg
-1] 
ℎ𝑐𝑜𝑚𝑝,𝑜 Entalpia na saída do compressor [kJ.kg
-1] 
 
 
ℎ𝑐𝑜𝑚𝑝,𝑖 Entalpia na entrada do compressor [kJ.kg
-1] 
ℎ𝑠
∗
 Coeficiente de transferência de calor corrigido [W.m
-2.K-1] 
KD Parâmetro adimensional de drenabilidade 
KND Parâmetro adimensional de não drenabilidade 
ks Condutivade térmica do cobre [W.m
-1.K-1] 
ls Distância entre a superfície do bloco de cobre e os RTDs [m] 
�̇�𝑟 Vazão mássica de refrigerante [kg.s
-1] 
ṁCHF,W Vazão mássica de líquido drenado sob a aparente linha de contato no CHF [kg.s
-
1] 
Pavg Potência média [W] 
Pi Potência instantânea [W] 
qCHF,D
′′
 Fluxo crítico de calor com drenabilidade [W.m
-2] 
qCHF,ND
′′
 Fluxo crítico de calor sem drenabilidade [W.m
-2] 
Qc
′′
 Fluxo de calor [W.m
-2] 
�̇�𝑠ℎ𝑒𝑙𝑙,𝑒𝑏 Taxa de dissipação de calor pela carcaça do compressor [W] 
�̇�𝑠ℎ Taxa de calor do superaquecimento [W] 
�̇�𝑒𝑛𝑐 Taxa de transferência de calor pelas paredes do calorímetro [W] 
�̇�𝑐𝑜𝑛𝑑 Taxa de transferência de calor no condensador [W] 
�̇�𝑐
∗ Carga térmica efetivamente trocada na superfície do bloco de cobre [W] 
�̇�𝑐 Carga térmica [W] 
�̇�𝑇𝐸𝐶 Taxa de calor retirada pelo refrigerador termoelétrico [W] 
Sdar Área desenvolvida [m²] 
Spar Área projetada [m²] 
T Período [s] 
 
 
𝑡 Tempo [s] 
Tevap Temperatura de evaporação [K] 
tp Largura de pulso [s] 
Ts Temperatura da superfície [K] 
Tsat Temperatura de saturação [K] 
�̅�𝑅𝑇𝐷 Média aritmética da temperatura dos RTDs [K] 
v Velocidade do scanner [m/s] 
V Volume de líquido drenado [m³] 
V̇CHF,D
′′ Fluxo volumétrico no CHF [m.s-1] 
�̇�𝑖𝑛𝑑 Potência indicada [W] 
�̇�𝑓𝑎𝑛𝑠 Potência dissipada pelos ventiladores [W] 
�̇�𝑐𝑜𝑚𝑝 Potência consumida pelo compressor [W] 
�̇�𝑎ℎ Potência dissipada pelo aquecedor [W] 
 
LISTA DE SÍMBOLOS GREGOS 
 
∆qCHF′′ Incremento no fluxo de calor crítico [W.m
-2] 
ΔTs Superaquecimento de superfície [K] 
ρl Densidade de líquido saturado [kg.m
-3] 
ρv Densidade de vapor saturado [kg.m
-3] 
𝜎 Tensão superficial [N.m-1] 
 
 
 
 
 
ABREVIAÇÕES 
CHF – Critical heat flux (fluxo de calor crítico) 
COP – Coeficiente de performance 
ONB – Onset of nucelation boiling 
TEC – Thermoelectric cooler 
RTD – Resistance temperature detector 
 
ÍNDICES 
comp,i – compressor inlet 
comp,o – compressor outlet 
cond,i – condensor inlet 
cond,o – condenser outlet 
sph,i – SPHINX inlet 
sph,o – SPHINX onlet 
W - Wet 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
SUMÁRIO 
 
1 Introdução ........................................................................................................................... 1 
1.1 Motivação e Objetivos ................................................................................................. 2 
1.2 Estrutura do Documento ..............................................................................................3 
2 Revisão Bibliográfica ......................................................................................................... 4 
2.1 Sistemas de Refrigeração de Altos Fluxos de Calor .................................................... 4 
2.2 Spray Ccooling ............................................................................................................ 8 
2.2.1 Mecanismos de Transferência de Calor no Spray Cooling .............................. 10 
2.3 Superfícies Modificadas ............................................................................................ 12 
2.4 Drenabilidade ............................................................................................................ 15 
2.5 Objetivos Específicos ................................................................................................ 19 
3 Bancada Experimental ...................................................................................................... 21 
3.1 Bancada Experimental SPHINX ................................................................................ 21 
3.2 Componentes ............................................................................................................. 22 
3.3 Circuito Primário ....................................................................................................... 22 
3.3.1 SPHINX (Unidade de Resfriamento) ............................................................... 26 
3.4 Circuito Secundário ................................................................................................... 29 
3.5 Equipamentos e Métodos de Medição ....................................................................... 30 
3.6 Bancada para Testes de Drenabilidade...................................................................... 36 
3.7 Procedimentos Experimentais .................................................................................... 38 
3.7.1 Preparação do Bloco de Cobre ......................................................................... 38 
3.7.2 Procedimentos na Bancada SPHINX ............................................................... 39 
3.7.3 Procedimentos para Testes de Drenabilidade .................................................. 40 
4 Fabricação das Superfícies ............................................................................................... 43 
4.1 Laser Pulsado ............................................................................................................. 43 
4.2 Preparação da Superfície do Bloco de Cobre ............................................................ 49 
4.3 Fabricação das Microaletas ........................................................................................ 49 
4.4 Escolha das Dimensões das Microaletas.................................................................... 54 
4.5 Caracterização das Superfícies .................................................................................. 56 
5 Resultados ......................................................................................................................... 58 
5.1 Superfícies Resultantes .............................................................................................. 58 
5.1.1 Microscopia Óptica........................................................................................... 58 
5.1.2 Interferometria .................................................................................................. 64 
 
 
5.2 Testes de Drenabilidade ............................................................................................ 75 
5.3 Bancada SPHINX ...................................................................................................... 80 
5.3.1 Temperaturas de Saturação e Vazão Mássica de Refrigerante ......................... 80 
5.3.2 Desempenho Térmico das Superfícies ............................................................. 84 
5.3.3 Desempenho Termodinâmico do Sistema ...................................................... 100 
6 Considerações Finais ...................................................................................................... 107 
6.1 Conclusões ............................................................................................................... 107 
6.2 Sugestões para Trabalhos Futuros ........................................................................... 109 
7 Referências ..................................................................................................................... 110 
APÊNDICE A – Análise de incerteza .................................................................................... 117 
A.1 – Definições ................................................................................................................. 117 
A.2 Incerteza dos parâmetros medidos ............................................................................. 118 
A.3 Incerteza dos parâmetros calculados ........................................................................... 119 
A.3.1 Entalpia específica ............................................................................................... 119 
A.3.2 Título mássico de vapor ....................................................................................... 120 
A.3.3 Taxa de transferência de calor da resistência em filme ....................................... 121 
A.3.4 Temperatura da superfície aquecida .................................................................... 122 
A.3.5 Coeficiente de transferência de calor ................................................................... 122 
A.3.6 Temperaturas de condensação e evaporação ....................................................... 123 
A.3.7 Métricas de performance ..................................................................................... 124 
Apêndice B - Seções transversais das superfícies obtidas por interferometria ...................... 126 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
 
1 
 
1 Introdução 
 
Durante as últimas três décadas, a intensa miniaturização de equipamentos eletrônicos 
e o aumento de energia dissipada em seus componentes têm criado uma necessidade de estra-
tégias inovadoras de refrigeração que sejam capazes de manter a temperatura desses sistemas 
abaixo dos limites estabelecidos pela indústria (Liang e Mudawar, 2017). É essencial que se 
estabeleça um controle da temperatura dos componentes eletrônicos por parte de seus projetis-
tas, pois esta tem sido apontada como o principal causador de falhas nesses dispositivos (Anan-
dan e Ramalingam, 2008; Tang et al., 2018). 
No desenvolvimento de veículos elétricos, por exemplo, é um fato reconhecido que a 
vida útil das baterias de íons de lítio são bastante sensíveis à temperatura de operação, sendo 
que a perda de sua capacidade dobra a cada aumento de 10 ºC na temperatura (Nakayama et al., 
2009; Gross;Clark, 2011). Além disso, o controle de temperatura pode reduzir fugas de corrente 
elétrica (Cader et al., 2004) e a manutenção de baixos níveis de temperatura pode aumentar a 
velocidade de transmissão do circuito devido à menor resistência elétrica dos materiais que 
conectam os componentes eletrônicos (Kulkarni et al, 2002). Aplicações como aparelhos de 
raios-X, eletrônica de potência em veículos híbridos, trocadores de calor para armazenamento 
de hidrogênio, turbinas de foguetes, eletrônica de satélites e tecnologias para radares também 
necessitam de um controle rígido e confiável da temperatura de operação a fim de garantir um 
funcionamento adequado (Liang e Mudawar, 2017). 
No começo dos anos 1980, o resfriamento de componentes eletrônicos evoluiu de con-
vecção forçada de ar em dissipadores de calor aletados para o uso de fluidos dielétricos em 
diferentes estratégias de transferência de calor monofásica. Já na metade dos anos 1980, fluxos 
de calor de aproximadamente 100W/cm² eram dissipados por chips de supercomputadores, 
excedendo a capacidade de arrefecimento de sistemas que se baseavam em transferência de 
calor monofásica. A partir de então, projetistas de sistemas de resfriamento focaram sua atenção 
em sistemas com transferência de calor com mudança de fase, com o intuito de aproveitar o 
calores sensível e latente do fluido refrigerante para remover quantidades de energia muito mai-
ores. Dentre as técnicas para remoção de altos fluxos de calor, pode-se citar termossifões, flow 
boiling (ebulição convectiva), trocadores de calor de microcanais, jatos incidentes e spray co-
oling (resfriamento por pulverização), sendo que as últimas três opções são as que apresentam 
maior eficiência e têm recebido maior atenção recentemente (Liang; Mudawar, 2020). 
2 
 
Tema do presente trabalho, o spray cooling consiste na atomização de um líquido em 
pequenas gotículas que impingem sobre uma superfície aquecida. A previsão da performance 
térmica do spray cooling é complicada devido à dependência de um grande número de parâme-
tros relacionados ao tipo de fluido utilizado e suas propriedades termofísicas, tipo do bocal, 
dinâmica das gotículas e característica da superfície aquecida. A modificação da superfície so-
bre a qual impingem as gotículas do spray tem sido adotada como uma estratégia para intensi-
ficar a transferência de calor entre spray e superfície. A utilização de aletas com geometrias 
micrométricas, superfícies porosas, espumas metálicas e modificações químicas tem se mos-
trado eficiente para atingir maiores fluxos de calor no spray cooling (Kim, 2006; Ulson de 
Souza, 2011; Zhang et al., 2014; Manetti et al., 2019 e Nunes et al., 2020). 
1.1 Motivação e Objetivos 
 
Oliveira (2016) desenvolveu um sistema inovador para refrigeração de eletrônicos, o qual 
consiste em um refrigerador por compressão de vapor compacto que utiliza jatos incidentes 
como técnica de resfriamento. Carneiro (2018), utilizando o mesmo aparato experimental, ava-
liou a viabilidade de spray cooling, além de jatos incidentes, como estratégia de resfriamento. 
Além disso, com o intuito de prover uma melhor compreensão das características do escoa-
mento e da transferência de calor associados ao resfriamento por jatos incidentes e spray coo-
ling, Carneiro utilizou uma câmera de alta velocidade para registrar os fenômenos que aconte-
ciam durante a operação dos jatos incidentes e do spray. Das filmagens foi revelado que a dis-
tribuição do filme de líquido sobre a superfície não apresentou uniformidade espacial, com 
formação de regiões secas, principalmente na periferia da superfície aquecida, o que prejudica 
a transferência de calor. 
Uma estratégia para amenizar a secagem prematura da superfície e aumentar a transferên-
cia de calor, já empregada em alguns estudos da literatura, consiste em aumentar a energia da 
superfície através de modificações em seu acabamento. Portanto, no presente trabalho, a partir 
da técnica de fabricação por ablação a laser, foram desenvolvidas superfícies de cobre microa-
letadas, as quais foram instaladas no sistema de refrigeração desenvolvido por Oliveira (2016) 
com o objetivo de melhorar a distribuição do filme de líquido sobre a superfície aquecida para 
intensificar a transferência de calor entre spray e superfície. 
3 
 
Da mesma forma que Carneiro (2018), foram realizadas filmagens para visualizar a distri-
buição de líquido oriunda das superfícies microaletadas e como estas influenciam no escoa-
mento do líquido e na transferência de calor. Em uma bancada secundária desenvolvida no 
escopo do presente trabalho, foram feitas análises de drenabilidade do líquido nas superfícies 
de referência e modificadas, a fim de investigar a relação entre a dinâmica de uma gota quando 
de seu contato com uma superfície modificada e a intensificação de transferência de calor ob-
servada. Apesar de trabalhos terem sido propostos na literatura para investigar a relação entre 
a drenabilidade e a intensificação da transferência de calor em pool boiling (Rahman, 2014 e 
Li et al., 2018), não há registro de estudos sistemáticos no contexto do spray cooling. 
 
1.2 Estrutura do Documento 
 
A presente dissertação é dividida na seguinte maneira: o Capítulo 2 apresenta uma revisão 
de técnicas de resfriamento e do emprego de sistemas de refrigeração compactos para altos 
fluxos de calor, seguida dos fundamentos de spray cooling, uma revisão de superfícies modifi-
cadas para spray cooling e uma revisão sobre a análise de drenabilidade. Os objetivos especí-
ficos da dissertação encontram-se no final do Capítulo 2. O Capítulo 3 descreve o sistema de 
refrigeração compacto utilizado e seus principais componentes e a bancada montada para os 
testes de drenabilidade. Também são descritos os instrumentos de medição e os procedimentos 
experimentais. O Capítulo 4 descreve o sistema empregado na fabricação das superfícies por 
ablação a laser, o processo de fabricação e os instrumentos utilizados para a caracterização das 
superfícies. No Capítulo 5 são apresentados os resultados. Primeiro, são mostradas as superfí-
cies fabricadas e a sua caracterização e, em seguida, os resultados da performance térmica das 
superfícies juntamente com o comportamento termodinâmico do sistema de refrigeração. O 
Capítulo 6 mostra as conclusões e recomendações futuras. Nos apêndices, está descrita a análise 
da incerteza. 
 
 
 
 
4 
 
2 Revisão Bibliográfica 
 
Inicialmente será apresentada uma breve contextualização sobre estratégias de resfria-
mento de altos fluxos de calor. Em seguida, serão abordados os fundamentos do spray cooling, 
posteriormente serão mostradas diferentes estratégias de superfícies modificadas e como estas 
influenciam a transferência de calor no spray cooling. Por último, será apresentada a análise de 
drenabilidade e sua influência no fluxo de calor crítico de superfícies estruturadas. 
2.1 Sistemas de Refrigeração de Altos Fluxos de Calor 
 
De acordo com Kim (2007), futuros sistemas eletrônicos necessitarão da utilização de 
tecnologias capazes de remover altos fluxos de calor, com controle térmico que seja capaz de 
manter baixas temperaturas de operação, o que aumenta a confiabilidade dos componentes e 
resulta em maior performance destes. Essas tecnologias devem possuir características desejadas 
como baixo custo, baixo consumo de energia e adaptabilidade para uma grande faixa de valores 
de fluxo de calor. O uso de resfriamento a líquido tornar-se-á inevitável devido ao aumento da 
potência dissipada por sistemas eletrônicos, com técnicas de resfriamento como microcanais, 
ebulição convectiva, spray cooling, jatos incidentes, termossifões e tubos de calor. 
Nesse sentido, Barbosa et al. (2012) realizaram uma revisão do estado da arte de siste-
mas compactos de refrigeração por compressão de vapor. Os autores destacam que sistemas de 
refrigeração por compressão de vapor permitem trocar elevadas quantidades de calor enquanto 
mantêm baixas temperaturas de evaporação. Dessa forma, quando comparada com técnicas 
como ebulição convectiva em microcanais, jatos incidentes e spray cooling, a refrigeração por 
compressão de vapor é a única tecnologia capaz de operar com temperatura de junção menor 
que a temperatura ambiente, sendo uma alternativa viável para a refrigeração de sistemas ele-
trônicos. Além disso, é possível combinar a refrigeração por compressão de vapor com as tec-
nologias citadas anteriormente, o que aumenta o potencial para reduzir o tamanho do sistema. 
Diversos trabalhos na literatura têm estudado alternativas para miniaturizar sistemas de 
refrigeração por compressão mecânica de vapor, investigando o comportamento termodinâmico 
do sistema e seus componentes, a carga térmica que o sistema é capaz de atingir e o coeficiente 
de performance (COP). Trutassanawin et al (2006), com um sistema de refrigeração compacto 
que operava comR-134a e utilizando microcanais como evaporador e condensador, atingiram 
cargas térmicas de 130 a 280 W com COPs de 3,0 a 6,0. Os autores concluíram que as maiores 
5 
 
perdas de energia ocorreram no compressor rotativo utilizado e que a performance do sistema 
depende fortemente do compressor, apontando que a eficiência e a confiabilidade do compres-
sor são os principais desafios enfrentados para se utilizar um sistema de refrigeração por com-
pressão mecânica de vapor para resfriamento de componentes eletrônicos. Yu-Ting et al. (2009) 
desenvolveram um protótipo de um sistema de refrigeração compacto composto por um com-
pressor compacto rotativo, um evaporador com tubos em espiral por onde circula água que troca 
calor com o fluido refrigerante (R-22), um condensador de placas paralelas e um tubo capilar; 
o sistema como um todo pesava aproximadamente 2,85 kg e atingiu capacidade de refrigeração 
superior a 300 W e um COP de 2,3. Wu e Du (2011) construíram um sistema de refrigeração 
em miniatura para resfriamento de eletrônicos, utilizando microcanais no evaporador e no con-
densador, um tubo capilar e um compressor rotativo para R-134a. Os autores encontraram as 
melhores condições para o sistema com um tubo capilar de 1800 mm, 100 g de refrigerante e 
rotação do compressor de 2858 rpm para uma carga térmica de 100 W, resultando em um COP 
de 8,6. A eficiência do sistema, medida pela razão entre o COP e o COP de Carnot, foi de 30 
%, e os autores atribuíram o compressor como o principal responsável pelas perdas. Yan et al. 
(2010) testaram um sistema de refrigeração também operando com R134a no qual é integrado 
ao evaporador um bocal para formação de spray. Os autores utilizaram quatro bocais para res-
friar uma placa de cobre (23,3 × 16,0 cm²) alimentada com uma potência de 1 kW e analisaram 
a influência da vazão mássica e pressão na entrada do bocal. Os resultados mostraram que a 
temperatura da placa não excedeu 25 ºC e que maiores vazões mássicas e pressões na entrada 
melhoraram a transferência de calor. Mancin et al. (2013) utilizaram um protótipo de compres-
sor linear oil-free para R-134a em um minissistema de refrigeração, conseguindo atingir cargas 
térmicas de 37 a 374 W para COPs de 1,04 a 5,80. He et al. (2015) realizaram um estudo expe-
rimental de um sistema de refrigeração compacto com dois evaporadores (microcanais) ligados 
em série e em paralelo, o fluido de trabalho utilizado foi R-134a. Os autores avaliaram diferen-
tes rotações do compressor, carga de refrigerante e cargas térmicas diferentes em cada evapo-
rador, totalizando 100 W. Para ambas as configurações dos evaporadores, foi encontrado valo-
res ótimos de COP para uma rotação do compressor de 2000 rpm e uma carga de refrigerante 
de 135 g. Quando os evaporadores estão dispostos em série, foi constatado que o COP é maior 
quando a carga térmica é igual nos dois evaporadores (50 W para cada). Yuan et al. (2015) 
avaliaram um sistema de refrigeração em miniatura para uso pessoal com dimensões de 190 
mm × 190 mm × 100 mm e massa de 2,75 kg. Foi utilizado um compressor rotativo com velo-
cidade variável cujo fluido de trabalho é R134a e, tanto para o condensador quanto para o eva-
porador, foram empregados microcanais. O sistema de refrigeração foi capaz de atingir cargas 
6 
 
térmicas de 260 W e um COP de 1,62. Poachaiyapoom et al. (2018) desenvolveram um sistema 
compacto de refrigeração para resfriamento de processadores utilizando microcanais no evapo-
rador e no condensador, um compressor rotativo e um tubo capilar com 1,58 mm de diâmetro 
e 96 cm de comprimento e fluido de trabalho R-134a. A carga térmica era fornecida a blocos 
de cobre por uma fonte de alimentação. Os autores avaliaram os resultados experimentais para 
valores de rotação com compressor entre 3000 e 6000 rpm e cargas térmicas e 100, 150 e 200 
W. Para a potência de 200 W, a temperatura da superfície aquecida foi de 73,3 ºC para uma 
rotação de 3000 rpm e de 54,1 ºC para uma rotação de 6000 rpm, dentro da faixa adequada para 
a temperatura de operação para componentes eletrônicos apontada pelos autores. O COP para 
a potência de 200 W foi de 9,06 para a rotação de 3000 rpm e 4,15 para 6000 rpm. Para as 
potências de 150 e 100 W, a temperatura da superfície aquecida ficou abaixo de 40 ºC, fora da 
faixa adequada para operação para processadores. 
Nesse contexto, Oliveira (2016) projetou e produziu um sistema de refrigeração dotado 
de um compressor compacto de deslocamento linear que opera sem óleo cujo fluido de trabalho 
é o R-134a. Nesse sistema, o evaporador e o dispositivo de expansão fundem-se para formar a 
unidade de resfriamento, denominada SPHINX (Spray-Based Heat Sink Integrated with Ex-
pansion Device). O dispositivo de expansão era um conjunto de parafusos roscados perfurados, 
os quais eram acoplados numa matriz de orifícios paralelos, mostrada na Figura 2.1, nas posi-
ções onde se desejava formar os jatos. 
 
Figura 2.1 – Seção de orifícios paralelos (Carneiro, 2018). 
Parafusos não perfurados foram acoplados em posições onde o líquido não escoaria e 
não haveria formação de jatos. A quantidade e a maneira na qual os parafusos perfurados foram 
dispostos na matriz de orifícios resultou no número e na configuração dos jatos paralelos que 
7 
 
incidiam sobre a superfície de um bloco de cobre aquecido, que desempenhava o papel do eva-
porador. A seção de orifícios paralelos era composta por uma base de policarbonato, um anel 
metálico exterior, um anel interior de poliacetal e o dispositivo de expansão. A matriz de orifí-
cios permitia o encaixe de até 13 parafusos dispostos em arranjo desencontrado, cobrindo uma 
área de 20 × 20 mm². 
Utilizando o mesmo aparato experimental desenvolvido por Oliveira (2016), Carneiro 
(2018), além da técnica de jatos paralelos, utilizou uma estratégia proposta por Panão et al. 
(2011) e avaliou duas matrizes com orifícios oblíquos cujos jatos formados colidem entre si e 
formam um spray; uma matriz era composta por dois orifícios oblíquos e a outra por três orifí-
cios oblíquos, como mostrado na Figura 2.2. Para as duas configurações de jatos, foi avaliada 
a performance termodinâmica do sistema de refrigeração variando algumas condições como 
vazão mássicas de fluido refrigerante e altura do ponto de colisão dos jatos incidentes em rela-
ção à superfície aquecida. O autor também investigou os fenômenos que ocorreram no interior 
da unidade de resfriamento por meio de filmagens realizadas com uma câmera de alta veloci-
dade para compreender melhor os mecanismos responsáveis pela troca de calor que ocorre entre 
o líquido e a superfície aquecida do bloco de cobre. 
 
Figura 2.2 – Seção de orifícios oblíquos com jatos colidentes formando spray. Adaptado de 
Carneiro (2018). 
Comparando as duas estratégias de resfriamento, concluiu-se que a estratégia de jatos 
colidentes formando um spray foi mais eficiente que a de jatos paralelos, sendo que a matriz 
composta por três orifícios oblíquos se sobressaiu em relação à de dois jatos oblíquos. Das 
8 
 
imagens obtidas pela câmera de alta velocidade, o Carneiro (2018) constatou a ocorrência de 
áreas de secagem que começavam na periferia da superfície aquecida, a qual era constituída por 
um bloco cilíndrico de cobre, como ilustrado na Figura 2.3, e aumentavam em direção ao centro 
do bloco de cobre, até o ponto no qual apenas a região do círculo de impacto formado pelas 
gotículas de spray que atingiam a superfície era a única região que permanecia molhada. 
 
Figura 2.3 – Quadro mostrando as regiões de secagem na superfície do bloco de cobre (Car-
neiro, 2018). 
 
2.2 Spray Cooling 
 
Spray cooling pode ser definido como um método de resfriamento que utiliza um spray 
de pequenas gotículas que incidem sobre uma superfície aquecida com o objetivo de aumentar 
a condutância térmica de um dado processo por meio do mecanismo de mudança defase (In-
cropera e De Witt, 2002). 
A formação do spray ocorre devido à atomização de um líquido ao passar por um bocal, 
sendo que a atomização pode correr por pressão ou por ar. Na primeira, líquido a alta pressão é 
fornecido ao bocal, e, ao passar por este, ocorre a atomização devido à diferença de pressão na 
passagem; na segunda, ar a alta pressão é utilizado para auxiliar na atomização do fluido que 
incidirá sobre a superfície (Lin, 2010). Em geral, sprays formados em bocais que utilizam a 
atomização por ar são mais eficientes do que aqueles formados por pressão. No entanto, para 
sistemas fechados, o gás utilizado para auxiliar na atomização acaba tornando-se um gás não 
condensável e prejudica o desempenho do condensador, fazendo com que a atomização por 
pressão seja uma alternativa mais atraente para sistemas fechados (Sehmbey, 1995). 
9 
 
Em relação a outros métodos para remoção de altos fluxos de calor, a utilização de 
sprays possui certas vantagens. Em comparação com a técnica de jatos incidentes, o spray co-
oling apresenta maior uniformidade na distribuição de temperatura de superfície. Outras vanta-
gens são a baixa temperatura de operação da superfície enquanto altos fluxos de calor são re-
movidos e baixas vazões volumétricas são necessárias para formação do spray, o que contribui 
para que sejam empregados componentes menores em sistemas que utilizam spray cooling 
(Glassman, 2005; Lin, 2010). 
 Os resultados de spray cooling geralmente são plotados em curvas de ebulição, i.e., 
fluxo de calor em função do grau de superaquecimento na superfície, conforme ilustrado na 
Figura 2.4. 
 
Figura 2.4 – Curva de ebulição para spray cooling. Adaptado de Kim (2006). 
A curva de ebulição pode ser obtida aumentando tanto o fluxo de calor quanto a tempe-
ratura da superfície (Kim, 2007). Para baixos graus de superaquecimento da superfície, a curva 
de ebulição geralmente apresenta comportamento linear, o qual está relacionado em grande 
parte à transferência de calor por convecção monofásica que acontece na superfície graças às 
gotículas que impingem sobre a superfície aquecida e o filme de líquido. Conforme o grau de 
superaquecimento da superfície aumenta, chega-se no ponto de Onset of Nucleate Boiling 
(ONB) (Wolf et al., 1993). A partir de então, tem início a formação de bolhas que se misturam 
com o líquido, aumentando significativamente o coeficiente de transferência de calor (Zhou et 
al., 2019). O grau de superaquecimento da superfície sobe até que se atinja o fluxo de calor 
crítico (Critical Heat Flux - CHF). Os mecanismos responsáveis pelo CHF não são ainda com-
pletamente compreendidos. Dois possíveis mecanismos são apontados como responsáveis por 
10 
 
dar início ao CHF, são eles a coalescência de bolhas no interior do filme de líquido e a suspen-
são do filme de líquido (liftoff) devido à sua evaporação (Yan et al., 2011). 
2.2.1 Mecanismos de Transferência de Calor no Spray Cooling 
 
Os mecanismos de transferência de calor que ocorrem em um processo de spray cooling 
precisam ainda ser claramente determinados, embora já se saiba que no spray cooling vários 
mecanismos de transferência de calor podem estar envolvidos, os quais contribuem para a sua 
remoção de altos fluxos de calor (Yan et al., 2011). Quatro principais mecanismos de transfe-
rência de calor foram propostos por Pais et al. (1992), Mesler e Mailen (1993), Yang et al. 
(1996) e Rini et al. (2002), sendo eles: evaporação em filme de líquido, convecção forçada, 
aumento de sítios de nucleação na superfície aquecida e, por último, a presença de sítios de 
nucleação secundários na superfície das gotículas que constituem o spray. Os mecanismos de 
transferência de calor são mostrados na Figura 2.5. 
 
Figura 2.5 – Mecanismos de transferência de calor atuando no spray cooling. Adaptado de Yan 
et al. (2011). 
O primeiro mecanismo, mostrado na Figura 2.6, é resultante da formação de um fino 
filme de líquido sobre a superfície, o qual possui baixa resistência térmica. As gotículas do 
11 
 
spray que incidem sobre o filme também contribuem misturando o filme de líquido, o que con-
tribui para diminuir ainda mais a resistência térmica, aumentando a eficiência da transferência 
de calor de forma significativa (Yan et al., 2011). 
 
Figura 2.6 – Filme de líquido formado pela coalescência das gotículas do spray. Adaptado de 
Yan et al. (2011). 
 O aumento da convecção forçada na superfície ocorre quando as gotículas do spray in-
cidem sobre o filme de líquido e a quantidade de movimento das gotículas produzem escoa-
mento do filme de líquido (Yan et al., 2011), como mostrado na Figura 2.7. 
 
Figura 2.7 - Convecção ocorrendo pela incidência de gotículas. Adaptado de Yan et al. (2011). 
 O aumento de sítios de nucleação na superfície aquecida dá-se devido à maior frequên-
cia de formação e partida de bolhas. A quantidade de movimento presente nas gotículas permite 
que estas incidam sobre o filme de líquido e atravessem-no, atingindo a superfície aquecida e 
causando rápida remoção de bolhas localizadas nos sítios de nucleação. Além disso, a convec-
ção forçada também pode remover uma bolha da superfície aquecida durante sua formação. 
Dessa forma, tanto a quantidade de movimento das gotículas quanto a convecção encurtam o 
tempo para que ocorra o desprendimento de uma bolha, diminuindo seu diâmetro de partida e 
12 
 
aumentando a frequência de formação de bolhas. Essa característica do spray cooling permite 
que ocorra um número de bolhas maior na superfície aquecida, já que o tamanho reduzido das 
bolhas que se desprendem interfere menos com os sítios de nucleação vizinhos, o que permite 
a ativação de um número maior de sítios a uma taxa maior (Yan et al., 2011), conforme mostra 
a Figura 2.8. 
 
Figura 2.8 – Sítios de nucleação e partida das bolhas da superfície aquecida. Adaptado de Yan 
et al. (2011). 
 Os sítios de nucleação secundários ocorrem devido à interação das gotículas com o va-
por saturado ao redor destas. As gotículas do spray se misturam com o vapor ao redor e aprisi-
onam bolhas dentro de si. Quando essas gotas atingem o filme de líquido, as bolhas de vapor 
aprisionadas agem como sítios de nucleação secundários (Yan et al., 2011), conforme é mos-
trado na Figura 2.5. Esses sítios de nucleação secundários são muito importantes no mecanismo 
de transferência de calor do spray cooling, já que aumentam o número total de sítios de nucle-
ação disponíveis para que bolhas cresçam e absorvam calor da superfície aquecida. (Yan et al., 
2011). 
2.3 Superfícies Modificadas 
 
Diversos parâmetros influenciam na capacidade de troca térmica em sistemas baseados 
no spray cooling, tais como fluido refrigerante, tipo de bocal, distância entre bocal e a superfí-
cie, inclinação do bocal, diâmetro médio de gotícula, frequência de gotícula, velocidade de go-
13 
 
tícula, fluxo volumétrico e condição de superfície. De acordo com Zhou et al. (2019), recente-
mente mais pesquisas associadas a spray cooling focam em intensificação da troca de calor por 
meio de modificações na topografia das superfícies. 
Diferentes estratégias podem ser adotadas em se tratando de modificações na topografia 
das superfícies. 
Silk (2004) avaliou o efeito de superfícies aletadas sobre a transferência de calor utili-
zando spray cooling com água. As geometrias aplicadas pelos autores foram aletas cúbicas, 
piramidais e em forma de canais com dimensões das aletas variando entre 1 e 2 mm, como 
mostrado na Figura 2.9. Os resultados obtidos pelos autores mostraram aumento do fluxo de 
calor crítico e melhora no coeficiente de transferência de calor para as três superfícies estuda-
das, com ganhos de até 55% no fluxo de calor crítico. As aletas formando canais foram as que 
apresentaram melhor performance, seguidas pelas aletas cúbicas e piramidais. Os autores tam-
bém concluíram que o aumento a transferência decalor ocorre devido o direcionamento do 
líquido aos espaços entre as aletas, mantendo o líquido em contato com a superfície aquecida 
por mais tempo. 
 
Figura 2.9 – Superfícies aletadas utilizadas por Silk (2004). 
Xie et al. (2013) avaliaram de forma isolada a influência dos efeitos de microescala, 
macroescala e geometria da superfície na performance do spray cooling de R-134a. Os efeitos 
de microescala estão associados à rugosidade, da macroescala à presença de aletas e da sua 
geometria. Os autores utilizaram como referência uma superfície plana e lisa e a compararam 
com superfícies modificadas apenas na escala micro, apenas na escala macro e combinando as 
duas. A modificação em microescala resultou em uma rugosidade de aproximadamente 3 μm, 
e a modificação em macroescala consistiu em macroaletas com geometria quadrada, triangular 
e retangular testadas em diferentes posições, como mostrado na Figura 2.10. As conclusões dos 
autores foram que o arranjo geométrico com o qual as macroaletas são dispostas possui um 
papel importante no aumento da troca de calor do spray cooling, além de apenas obter um 
14 
 
aumento de área, já que a maneira como as macroaletas estão dispostas influenciam na forma-
ção do filme de líquido formado pelas gotículas do spray e, se um determinado arranjo for mal 
escolhido, o efeito do aumento de área pode ser anulado. As microestruturas aumentaram a 
ebulição nucleada devido ao aumento no número de sítios de nucleação e ofereceu um aumento 
na transferência de calor de 32%, próximo dos 36 % obtidos pela superfície somente macroa-
letada. Combinando a microescala e a macroescala, resultados ainda melhores foram obtidos, 
com um aumento de 65% na transferência de calor. As superfície macroestruturadas, além de 
melhorarem a transferência de calor, ainda possuem a vantagem de prolongar a transição entre 
o regime de ebulição nucleada e o fluxo de calor crítico. 
 
Figura 2.10 – Superfícies utilizadas por Xie et al. (2013). 
Bostanci et al. (2018) realizaram um estudo de spray cooling utilizando R134a e HFO-
1234yf e compararam uma superfície microporosa, uma polida com uma lixa de granulação 
1200 e outra preparada por jateamento, sendo que a superfície porosa com R-134a apresentou 
melhor performance, obtendo aumento de até 38,8 % no fluxo de calor crítico e 23,5% no coe-
ficiente de transferência de calor. Zhou et al. (2019) utilizaram spray cooling de R410A em 
superfícies nanoporosas, superfícies macroaletadas de geometrias quadrada e piramidal, mos-
15 
 
tradas na Figura 2.11, e também avaliaram a influência da rugosidade de superfície. Os resul-
tados mostraram que as macroaletas melhoraram consideravelmente a transferência de calor, 
com aumento de até 60% no fluxo de calor crítico, sendo as aletas piramidais as que obtiveram 
melhor performance. Os motivos apontados pelos autores para a melhora na transferência de 
calor foram o aumento na área molhada, que aumenta o número de possíveis sítios de nucleação; 
capilaridade, que promove escoamento de líquido entre as aletas, aumentando a convecção e 
refornecendo líquido quando uma bolha se desprende. Quanto à rugosidade, para a mesma ge-
ometria das aletas, o valor maior de rugosidade apresentou melhor performance. Os autores 
atribuíram o ganho de performance ao maior número de sítios de nucleação, devido ao elevado 
número de cavidades reentrantes e também ao aumento da capilaridade da maior rugosidade, 
que ajuda no espalhamento do líquido sobre a superfície. 
 
Figura 2.11 – Superfícies utilizadas por Zhou et al. (2019) 
Outros trabalhos de spray cooling na literatura confirmam o ganho em eficiência da 
troca de calor ao se utilizar superfícies estruturadas (Liu et al., 2017; Hou et al., 2014; Sodtke 
e Stephan, 2007 e Coursey et al., 2005). 
 
2.4 Drenabilidade 
 
Drenabilidade (wickability) pode ser definida como o escoamento espontâneo de um lí-
quido em um substrato poroso originado por ação de uma força capilar (Patil et al, 2007). Aná-
lises de drenabilidade, como as realizadas por Rahman (2014) e Li et al. (2018), têm objetivo 
16 
 
investigar a influência de superfícies estruturadas sobre o fluxo de calor crítico (CHF) no fenô-
meno de pool boiling. Durante esse fenômeno, há uma concorrência entre vapor gerado na su-
perfície e líquido que deve ser fornecido para que a mudança de fase continue ocorrendo. Tal 
disputa ocorre até que seja atingido o CHF. A partir desse ponto, há a presença de ebulição em 
filme e um abrupto e incontrolável aumento da temperatura da superfície. Apesar dos exatos 
mecanismos físicos responsáveis pela ocorrência do CHF não serem ainda completamente com-
preendidos, uma série de correlações e modelos têm sido desenvolvidos, mostrando concordân-
cia razoável com resultados experimentais para superfícies planas. No entanto, quando se utiliza 
superfícies estruturadas, os valores de CHF tendem a ser maiores do que os previstos pelos 
modelos (Rahman, 2014). O efeito da drenabilidade oriundo da estruturação da superfície pode 
ser avaliado por uma análise da linha aparente de contato líquido-vapor-sólido em uma super-
fície aquecida, ilustrada na Figura 2.12, onde uma parte da superfície é coberta por líquido e a 
outra parte por vapor. Enquanto uma parte do líquido evapora ao longo da interface aparente 
líquido-vapor, líquido adicional é transportado por baixo da linha aparente de contato e evapora 
através da complexa interface líquido-vapor gerada pelas estruturas superficiais. Assim, o au-
mento no CHF para uma superfície estruturada pode ser relacionado ao calor latente proveni-
ente do líquido drenado, dado por 
∆qCHF′′ = qCHF,D
′′ − qCHF,ND
′′ =
ṁCHF,Whlv
At
= V̇CHF,D
′′ ρlhlv (
Al
At
) 
 
(2.1) 
 
onde os índices D e ND significam, respectivamente, drenabilidade e não drenabilidade, 
ṁCHF,W é a vazão mássica de líquido drenado sob a aparente linha de contato no CHF, V̇CHF,D
′′ 
é o fluxo volumétrico de líquido drenado no CHF, Al é a área de líquido e At é a área total 
aquecida. Adimensionalizando a Equação 2.1 na forma da Equação 2.2, tem-se 
KD − KND =
Al
At
(
V̇CHF,D
′′ ρl
ρv1/2[σg(ρl − ρv)1/4]
) 
 
(2.2) 
 
onde K é o parâmetro adimensional. Portanto, a Equação 2.2 mostra que a diferença entre su-
perfícies drenantes e não drenantes é proporcional à fração de área molhada e ao fluxo volumé-
trico de líquido drenado. 
 
17 
 
 
Figura 2.12 – Representação do líquido sendo sugado pelas microestruturas e sendo transpor-
tado por baixo da linha aparente de contato líquido-vapor, mostrando o papel da drenabilidade 
no aumento do fluxo de calor crítico. Adaptado de Rahman (2014). 
Devido à grande dificuldade de medir o fluxo volumétrico em uma superfície durante o 
CHF, Rahman (2014) empregou um método para caracterizar a taxa de líquido drenado pela 
superfície estruturada. O método consiste em aproximar uma superfície estruturada a uma gota 
de água na extremidade de um tubo capilar, conforme mostrado na Figura 2.13. Quando a su-
perfície entra em contato com a gota, líquido é sugado pelas estruturas e o fluxo volumétrico 
drenado é obtido pelo nível da coluna de líquido no interior do tubo capilar. O fluxo volumétrico 
drenado máximo é calculado por 
V̇0
′′ =
1
Aw
(
dV
dt
)
t=0
 
 
(2.3) 
 
onde dV/dt é vazão volumétrica e AW é área molhada aparente da superfície. Utilizando esse 
método, contabiliza-se os efeitos do tamanho, forma, permeabilidade, ângulo de contato e po-
rosidade da superfície estruturada, todos em um único parâmetro. 
 
18 
 
 
Figura 2.13 – (a) Quadros mostrando instantes diferentes de um teste de drenabilidade e a va-
riação de altura e (b) gráfico do volume drenado em função do tempo. Adaptado de Rahman 
(2014). 
Para avaliar a influência das superfícies estruturadas sobre o CHF, Rahman (2014) plotou os 
CHFs de várias superfícies testadas em função do fluxo volumétrico máximo, obtendo o gráficoda Figura 2.14. Percebe-se que o CHF é diretamente proporcional ao fluxo máximo e ambos 
estão correlacionados. 
19 
 
 
Figura 2.14 - Fluxo de calor crítico em função do fluxo volumétrico máximo. Adaptado de 
Rahman (2014). 
 Como citado anteriormente, os mecanismos que levam à ocorrência do fluxo de calor 
crítico no spray cooling não são ainda completamente conhecidos, portanto neste trabalho a 
análise de drenabilidade será estendida para o spray cooling com o objetivo de investigar a 
relação das superfícies estruturadas com o fluxo de calor crítico, dessa forma, também pode-se 
auxiliar na compreensão a respeito do fluxo de calor crítico e suas causas. 
 
2.5 Objetivos Específicos 
 
Com base nos trabalhos consultados na literatura, observa-se que a refrigeração por com-
pressão mecânica de vapor se apresenta como uma alternativa viável para remoção de altos 
fluxos de calor. Vários pesquisadores têm proposto e estudado sistemas de refrigeração com-
pactos combinados com diferentes técnicas de resfriamento e avaliando a performance termo-
dinâmica do sistema, o comportamento dos componentes do ciclo de refrigeração e a transfe-
rência de calor. Para atender às futuras demandas de resfriamento de grande dissipação energé-
tica, novas maneiras de intensificar a transferência de calor precisam ser analisadas. 
Dessa forma, neste trabalho será adotado o uso de superfícies aletadas com o objetivo de 
melhorar os resultados obtidos por Carneiro (2018) para spray cooling na bancada SPHINX. 
Visto que as filmagens realizadas por aquele autor revelaram a presença de secagem prematura 
do filme de líquido sobre a superfície não modificada (plana) do bloco de cobre, superfícies 
20 
 
aletadas podem servir como uma alternativa para amenizar esse problema e intensificar trans-
ferência de calor. Além disso, segundo Chen et al. (2018), há poucos estudos detalhando os 
exatos mecanismos envolvidos no spray cooling com superfícies modificadas. Nesse sentido, 
as filmagens da unidade de resfriamento empregando superfícies aletadas podem contribuir 
com conhecimentos adicionais para compreender os mecanismos da troca de calor entre spray 
e superfície aquecida. Portanto, os objetivos específicos almejados neste trabalho são: 
 Selecionar um método de fabricação de superfícies modificadas que promova um 
aumento da transferência de calor e atenue os efeitos de secagem não uniforme 
do filme de líquido ao mesmo tempo que ofereça resistência mecânica ao escoa-
mento de sprays e jatos incidentes (sem quebras ou desgaste prematuro). Neste 
sentido, considerando a estrutura disponível na UFSC, foi selecionada a geometria 
de microaletas em forma de blocos retangulares fabricada por ablação a laser; 
 Por meio de experimentos na bancada SPHINX, avaliar a influência da geometria 
das microaletas na performance do sistema de refrigeração compacto e da trans-
ferência de calor na superfície; 
 Por meio de filmagens com câmera de alta velocidade, analisar os fenômenos de 
interação do filme de líquido com as superfícies modificadas em função do fluxo 
de calor (carga térmica) aplicado; 
 Relacionar o comportamento do coeficiente de transferência de calor e do fluxo 
de calor crítico no spray cooling com a drenabilidade das superfícies. Para tal, se 
fez necessária a montagem de uma bancada para testes para quantificar a drena-
bilidade das estruturas formadas pelas microaletas. 
 
 
 
 
 
 
 
21 
 
3 Bancada Experimental 
 
Este capítulo descreve a bancada experimental SPHINX utilizada para a realização dos 
experimentos com as superfícies microestruturadas e também a bancada desenvolvida nesta 
dissertação para os testes de drenabilidade. Além dos componentes de cada bancada, serão 
apresentados os procedimentos experimentais adotados em ambos os aparatos. 
3.1 Bancada Experimental SPHINX 
 
A bancada experimental SPHINX, ilustrada na Figura 3.1, foi projetada e construída por 
Oliveira (2016), com o propósito de avaliar a performance térmica de jatos incidentes no con-
texto de um sistema de refrigeração compacto. 
 
 
Figura 3.1 – Diagrama representando a bancada SPHINX, seus componentes e os circuitos 
primário e secundário. Adaptada de Carneiro (2018). 
A bancada é, portanto, um refrigerador por compressão mecânica de vapor alimentado 
por um compressor compacto de deslocamento linear para R-134a, que funciona sem óleo lu-
brificante. Após o compressor, tem-se o condensador, o qual consiste em um trocador de calor 
compacto de placas brasadas. Líquido sub-resfriado, ao sair do condensador, dirige-se à unidade 
de resfriamento, a qual é formada pela fusão entre o evaporador e o dispositivo de expansão. 
22 
 
Na entrada da unidade de resfriamento, que age como evaporador, o líquido sofre expansão ao 
passar por orifícios de pequeno diâmetro, formando jatos ou sprays que podem ser dispostos 
em diferentes arranjos geométricos, com o intuito de fornecer uma distribuição uniforme do 
líquido sobre uma superfície aquecida pela dissipação térmica de uma resistor (efeito Joule). 
Na saída da unidade de resfriamento, utiliza-se um evaporador tubular secundário, também ali-
mentado por uma resistência elétrica, cujo objetivo é eliminar líquido da mistura bifásica para 
proteger o compressor e garantir um valor de superaquecimento fixo ao vapor que entra nesse 
último. 
 
3.2 Componentes 
 
O sistema de refrigeração mostrado na Figura 3.1 é composto por dois circuitos: primário 
e secundário. O circuito primário opera com R-134a e é composto por: (1) compressor, (2) 
medidor de vazão mássica, (3) condensador, (4) filtro de particulado (15 μm), (5) unidade de 
resfriamento, (6) acumulador de líquido, (7) resistência do superaquecimento, (8) aquecedor de 
ar, (9) refrigerador termoelétrico e (10) calorímetro. O circuito secundário opera com uma mis-
tura de água com etilenoglicol que funciona como um sumidouro de calor para o sistema e é 
composto por: (11) reservatório de calor do lado quente e (12) medidor de vazão volumétrica. 
Diversos medidores de pressão e temperatura estão instalados em diferentes pontos do circuito, 
como mostrado na Figura 3.1. 
3.3 Circuito Primário 
 
O circuito de refrigeração primário é o principal da bancada experimental. Os compo-
nentes são interligados por uma tubulação de aço inoxidável AISI 316 com diâmetro externo 
de 6,33 mm, conexões hidráulicas e válvulas de duas e três vias. O ciclo de refrigeração é ope-
rador por um compressor compacto sem óleo, fabricado pela Embraco. O fluido refrigerante 
utilizado nos experimentos foi o R-134a, escolhido em função do compressor ter sido projetado 
para operar com esse fluido. O máximo deslocamento volumétrico do compressor é de 0,27 cm³ 
a 340 Hz. A Figura 3.2 apresenta o compressor e suas dimensões básicas. 
23 
 
 
Figura 3.2 – Compressor que integra o circuito primário da bancada SPHINX. Adaptado de 
Carneiro (2018) 
O compressor fica localizado dentro de um calorímetro, ilustrado na Figura 3.3 com a 
finalidade de medir indiretamente a sua taxa de calor dissipada durante o seu funcionamento. 
 
Figura 3.3 – Calorímetro. Adaptado de Carneiro (2018). 
O calorímetro consiste em um invólucro de acrílico com formato de prisma hexagonal 
cujas dimensões são: 460 mm de comprimento por 420 mm de largura por 453 mm de altura e 
espessura da parede de 20 mm. Dentro do calorímetro, ainda, estão contidos quatro ventilado-
res, um aquecedor de ar de 150 W e um refrigerador termoelétrico na parede superior. Esses 
dispositivos são responsáveis por controlar e homogeneizar a temperatura média do ar no inte-
rior do calorímetro, Tcal, a qual é medida por cinco termopares tipo T. A temperatura ambiente, 
Troom, é medida por quatro termopares cujas pontas contêm blocos de cobre soldados e estão 
24 
 
posicionados em quatro diferentes faces do calorímetro. O refrigerador termoelétrico, contro-
lado por um controlador