Теплообмен плоских поверхностей с периферийными призматическими ребрами при вынужденной конвекции

Уровень развития современной электронной техники предопределяет технический прогресс многих отраслей народного хозяйства.

В то же время, дальнейшее усложнение радиоэлектронной аппаратуры (РЭА), связанное с расширением круга поставленных перед нею задач, выдвигает серьезные требования к повышению ее надежности. Особое место в этой проблеме занимают полупроводниковые приборы (ПП) — транзисторы, диоды, тиристоры, работающие в широком диапазоне частот, мощностей, токов и напряжений. Их использование позволило значительно улучшить массогабаритные показатели РЭА, что, в свою очередь, привело к возрастанию удельных тепловых нагрузок, приходящихся на элемент, и обусловило повышение требований к надежности самих элементов. Рост удельной тепловой нагрузки и задача обеспечения больших выходных мощностей РЭА неразрывно связаны с проблемой отвода тепла — неизбежного побочного продукта работы ее элементов.

Как свидетельствуют литературные источники [1,2], в настоящее время до 95% РЭА имеют воздушные системы охлаждения — естественные и принудительные, причем диапазон скоростей воздушного потока 0,3.5 м/с является при принудительном охлаждении наиболее предпочтительным, так как он достигается без существенных затрат на привод вентиляторного оборудования и обладает при сравнительно высокой эффективности низким уровнем акустических шумов. В этих условиях особую актуальность приобретают вопросы разработки таких конструкций радиаторов охлаждения ПП, которые сочетали бы высокую эффективность с малой материалоемкостью, хорошей технологичностью и низкой себестоимостью. Последнее требование особенно важно в связи с выдвинутой на ХХУ1 съезде КПСС и на декабрьском (1983 г.) Пленуме ЦК КПСС задачей существенного снижения себестоимости промышленной продукции [3,4] .

Анализ современных конструкций радиаторов. применяемых для охлаждения полупроводниковых приборов, свидетельствует о том, что в наиболее полной мере этим требованиям отвечают радиаторы с периферийным гнутым оребрением [5,6] .Технологический процесс их серийного изготовления — холодная штамповка — высоко эффективен, а низкая материалоемкость и отсутствие необходимости в дополнительной обработке посадочных поверхностей под ПП обусловливает их себестоимость гораздо ниже других известных конструкций теплоотводов.

Вместе с тем, использование теплоотводов для охлаждения одиночных ПП не всегда следует признать целесообразным. В радиоаппаратуре и различных энергетических устройствах (особенно, источниках питания) всегда можно выделить несколько мощных ПП, нуждающихся в радиаторах. Поэтому расположение группы полупроводниковых приборов на одном общем основании позволяет улучшить массогабаритные характеристики РЭА. Кроме того, такое расположение ПП в ряде случаев повышает их надежность [7 ]. Сравнительное равенство и непостоянство соотношения поверхностей оребрения и основания в суммарной теплоотдающей поверхности группового радиатора предопределило невозможность использования для их расчета зависимостей, описывающих теплоотдачу пакетов штырей и пластин. Данные по конвективной теплоотдаче радиаторов охлаждения одиночных ПП (по указанной причине) также не могут обеспечить требуемой точности их теплового расчета. Определение температур оснований отдельных ПП в условиях неоднозначности структуры установочных мест, их габаритных и энергетических параметров представляет собой самостоятельную и сложную задачу. Для решения этих задач автором были разработаны конструкции групповых радиаторов с однои двухсторонним оребрением, а также создана установка для их исследования в диапазоне изменения скорости потока 0,3.5 м/с.

В работе изложены результаты исследования теплоотдачи однои двухсторонних групповых радиаторов (с числом установочных мест под ПП типа КГ805 от 2 до 8) в указанном диапазоне скоростей воздушного потока. Установлена степень влияния их геометрических параметров, а также пространственных факторов объекта установки на интенсивность конвективной теплоотдачи. Приведены соответствующе зависимости (в безразмерном виде) для одно-и двухсторонних групповых теплоотводов. Найдены количественные соотношения между коэффициентами теплоотдачи основания и ореб-рения исследованных радиаторов, а также установлена взаимосвязь между энергетическими параметрами ПП и направлением продува, позволяющие производить расчет температур их оснований со среднеквадратичной погрешностью, не превышающей 5,8%.Предложены практические рекомендации по оптимизации геометрических параметров групповых радиаторов с периферийным гнутым оребрением, исходя из конкретных условий их эксплуатации. Осуществлена сравнительная оценка эффективности штыревого, пластинчатого и с периферийным гнутым оребрением групповых радиаторов по их удельным массовым, объемным и стоимостным показателям.

На защиту выносятся следующие основные положения работы:

1. Результаты экспериментального исследования теплообмена групповых радиаторов с периферийными гнутыми ребрами при скоростях воздушного потока 0,3.5 м/с.

2. Анализ влияния на теплообмен групповых радиаторов геометрических параметров оребрения и степени загромождения сечения канала.

3. Методика расчета среднеповерхностной теплоотдачи и выбора оптимального соотношения геометрических параметров групповых радиаторов с периферийным гнутым оребрением.

4. Методика расчета температур оснований ГШ, установленных на групповом радиаторе.

Работа выполнена на кафедре парогенераторостроения и инженерной теплофизики Киевского ордена Ленина политехнического института им.50-летия Великой Октябрьской социалистической революции.

Основные материалы работы опубликованы в следующих трудах:

1. Домнич В. И. Тепловая эффективность групповых радиаторов с гнутыми призматическими ребрами при вынужденной конвекции.-В кн.:Воздушное, жидкостное и испарительное охлаждение силовых полупроводниковых приборов и преобразовательных агрегатов на их основе: Тезисы докладов всесоюзного отраслевого научно-технического совещания. Таллин, 1982, с.35−39.

2.Легкий В. М., Домнич В. И. Исследование среднеповерхностно-го теплообмена групповых радиаторов с периферийными гнутыми призматическими ребрами при вынужденной конвекции.Деп.рук.

Укр НИИ НТИ. МОбЗ Ук-Д83,1983 г.

3. Домнич В. И. Теплоотдача групповых радиаторов с двухсторонними периферийными гнутыми ребрали при вынужденной конвекции. Деп. рук. Укр НИИ НТИ, Ж413 Ук-Д83,1983 г.

4. Домнич В. И. Исследование влияния коэффициента загромождения канала на интенсивность конвективной теплоотдачи групповых радиаторов с периферийными гнутыми призматическими ребрами при вынужденной конвекции.Деп.рук.Укр НИИ НТИ, Ж442 Ук-Д83, 1983 г.

5. Домнич В. И. Оценка эффективности групповых радиаторов полупроводниковых приборов при вынужденной конвекции.Деп.рук. Укр НИИ БТИ, JM94 Ук-Д84,1984 г.

6. Доглнич В. И. Расчет температурных полей групповых радиаторов с периферийными гнутыми ребрили при вынужденной конвекции. Деп.рук.Укр НИИ БТИ, М95 Ук-Д84,1984 г.

Диссертационная работа состоит из пяти глав, заключения, списка использованной литературы и приложений, содержащих дополнительную информацию о проведении исследований.

Теоретические результаты диссертационной работы внедрены в учебный процесс кафедры радиоконструирования и производства радею аппаратуры КПИ, используются при разработке устройств охлаждения ПП в ПО им. В. И. Ленина.Один из типоразмеров исследованных групповых радиаторов с периферийным гнутым оребрением предполагается использовать в новых разработках Винницкого завода радиотехнической аппаратуры.

I ТЕГШРАТУШЫЙ НЕЖИМ ПОЛУПРОВОДШ’ЖОВЫХ ПРИБОРОВ И АНАЛИЗ РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕПЛООБМЕНА РАДИАТОРОВ.

I.I, Температурный режим и надежность полупроводниковых приборов,.

Среди большого многообразия факторов, влияющих на надежность полупроводниковых приборов (ПП) основное место занимает температурный режим. Температурные воздействия носят, как правило, сложный характер и сказываются на изменении многих электрических параметров ПП. Например, для полупроводниковых диодов с увеличением температуры уменьшается значение допустимой рассеиваемой мощности, так как при этом уменьшается максимальное значение допустимого обратного напряжения и, соответственно, значение тока, проходящего через диод. С ростом температуры перехода резко возрастает обратный ток диода через переход, что приводит к дополнительному разогреву ПП. Развивающийся лавинный процесс роста температуры с увеличением тепловых потерь, как правило, приводит к недопустимым изменениям параметров и к выходу прибора из строя в результате теплового пробоя [8]. Применение в современных высокочастотных диодах полупроводниковых структур на основе арсенида галлия (диоды Ганна) еще более осложняет эту проблему, так как собственная теплопроводность арсенида галлия ниже, чем германия и кремния [9] .

Область использования транзисторов в РЭА еще шире, а влияние их теплового режима на схемотехнические параметры аппаратуры проявляется еще сильнее. Так, важнейший параметр транзисторов — коэффициент усиления по току J3 — в значительной мере определяется температурой перехода и может превысить свои предельно — допустимые значения при возрастании температуры [9] .

Кроме интенсификации внезапных отказов. приводящих к резкому нарушению работоспособности аппаратуры, тепловые воздействия активно стимулируют процессы старения полупроводниковых структур, что повышает вероятность возникновения постепенных отказов. Ухудшение со временем параметров и характеристик ПП обусловлено гаизико — химическими процессами в полупроводнике, механизм которых определяется главным образом двумя их особенностями: высокой чувствительностью свойств поверхности полупроводников к физической и химической природе окружающей среды и сильной зависимостью их параметров от примесей. неод-нородностей и дефектов структуры. Повышение температуры способствует активному диффундированию в объем ПП атомов различных примесей даже при хорошей защите его поверхности от окружающей среды [ 10.12 J. Многие исследования подтверждают, что снижение рабочей температуры перехода на 8.4.15 К удваивает срок службы ПП [1,13,14] .Для разных типов полупроводниковых структур зависимости интенсивности отказов от температуры подчиняются различным закономерностям. В [15] приводятся эмпирические зависимости, связывающие интенсивность отказов ПП с температурой окружающей их среды и уровнем электрической нагрузки. Эти зависимости имеют вид: — для ПП диодов германиевых: jL -.ехр (-к*0,051э t £,£2К&bdquo-) — для Ш диодов кремниевых:

Лс, fr = екр (-3,6 + 0025ts +ЗЖН) ;

Mo 1 lo.

— для транзисторов германиевых: ж.

4L- — екр (-г, зё * цтэ +ё, Шн);

— для транзисторов кремниевых:

Al jfe = ёхр (-3,38 + OpiZt3 +$Жн), где jI^q — интенсивность отказов элементов в нормальных условиях, час д — температура окружающей элемент среды,°Скоэффициент нагрузки элементов.

Приведенные зависимости свидетельствуют о том, что интенсивность отказов ПП является экспоненциальной функцией температуры.

3.4 Результаты исследования аэродинамического сопротивления групповых радиаторов с периферийным гнутым оребрением.

Оценка аэродинамического сопротивления каждого из исследованных однои двухсторонних групповых радиаторов в диапазоне изменения скорости 0,3.5 м/с осуществлялась по методике, изложенной в главе 2. Результаты измерений свидетельствуют о том, что 2 перепад статических давлений в канале сечением 150×300 мм при установке в нем исследуемых радиаторов не превышал 0,5 мм вд. ст. (для радиатора М однои двухстороннего при их поперечном продуве).Для остальных радиаторов эти значения были еще ниже. При возрастании коэффициента загромождения сечения (с использованием сменных вставок) аэродинамическое сопротивление радиаторов несколько возрастало, однако и в этом случае его величина не превышала 4,2 мм вд.ст. (односторонний радиатор № 17 во вставке $ 2 при продольном продуве).Низкое значение аэродинамического сопротивления групповых радиаторов обусловлено, очевидно, как особенностью их конструкции, так и сравнительно низкой скоростью охлаждающего воздуха. В этих условиях выполнять какие-либо обобщения по аэродинамическому сопротивлению исследованных групповых радиаторов не имеет смысла.

3.5. Исследование теплоотдачи групповых радиаторов с развернутыми по ходу воздуха ребрами.

Поиск методов интенсификации теплоотдачи радиаторов с периферийным гнутым оребрением привел к конструкции, изображенной на рис. 3.44.Ее особенностью является разворот противоположных ребер на угол. равный 90°.При условии превышения ширины ребра над его толщиной (а такое условие имеет место почти всегда для указанных радиаторов) это приводит к снижению аэродинамического сопротивления радиаторов с периферийным гнутым оребрением, а также к дополнительной турбулизации потока винтообразными поверхностями нижних кромок передних (по ходу воздуха) ребер.

Зависимости Nu-f (Re) для описываемого элемента и радиатора $ 2,принятого в качестве аналога, приведены на рис. 3.45.На обоих теплоотводах, геометрические размеры которых идентичны, в качестве источников тепловыделения установлены по четыре транзистора PIT803А с одинаковой суммарной рассеиваемой мощностью — 20 Вт. Расчет конвективного коэффициента теплоотдачи осуществлялся по методике. изложенной в гл. 2.Описываемый эксперимент выполнялся в аэродинамической трубе основного сечения — 150×300 мм2. Из приведенных графиков видно, что интенсивность конвективной теплоотдачи радиатора с развернутыми ребрами заметно превышает (в среднем на 30 $) ее значения, полученные для радиатора № 2,во всем диапазоне изменения скорости воздуха 0,2.5 м/с.Хотя описываемые эксперименты выполнены с групповым радиатором с односторонним оребрением, есть все основания.

Рис. 3.44 Радиатор с периферийным гнутым оребрением.

2-радиатор с развернутыми ребрами полагать, что этот эффект, даже в более высокой степени, должен проявиться и у радиатора (группового или одиночного) с двухсторонним оребрением, так как в этом случае указанный режим течения воздуха обеспечивается вдоль обеих сторон его основания.

С точки зрения технологичности операции разворота ребер выполняется легко, с помощью простого приспособления. Напомним, что все радиаторы изготавливались из алюминиевого сплава АМг2 Г0СТ4784−74.

Очевидно, что степень эффективности конструкции радиатора, выполненной с разворотом противоположных ребер, перед аналогом, в первую очередь, должна зависить от соотношения между шириной и толщиной ребер, так как именно это соотношение определяет степень изменения его аэродинамического сопротивления. При возрастании этого соотношения должна повышаться и эффективность указанного радиатора по сравнен&tradeс аналогом.

4. РАСЧЕТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ ГРУППОВЫХ РАДИАТОРОВ С ПЕРИФЕШШЬМ ГНУТЫМ ОРЕБРЕНИЕМ.

4.1 Методика расчета температурных полей Решение системы уравнений 1.3 и 1.4 (см. раздел 1.4), описывающих температурное поле пластины с локальными источниками тепла и теплообменом на торцах, требует сведений о коэффициентах теплоотдачи по каждому из торцов пластины и двум сторонам ее основания. Установить истинные значения указанных коэффициентов затруднительно. Поэтому для облегчения расчетной методики и возможности ее практической реализации в качестве одной из априорных предпосылок принято равенство значений коэффициентов теплоотдачи по всем четырем торцам группового радиатора и по двум сторонам его основания, а также постоянство температуры окружающей''радиатор среды. Решение системы указанных уравнений (1.3 и 1.4) для одного источника тепловыделения в этом случае сводится к выражению? l03j: а коэффициенты К£, Р^ и ij/^ определяются следующим образом:

4.1) х.

— skfo-yj+fy где .аЛ а, Го сШШВШ/PxshiШП, Ku-2sh Рало + ВШ/ЪШФ' ,.

Ку щвиу.

Г (- Lj. Щф I zy 1J J о xefoj-л}—, скРк (1-рйJ) xe (j-dfj+Ap-, chfb (X-j-а]) — chPx (x-j+af)), О.

Если источников тепловыделения несколько, то температуру в I-о? точке поверхности можно определить как сумму температурит тонов, наводимых каждым из источников тепла в отдельности [39,.

125 J .

В формуле 4.1 символом Р обозначена мощность, передаваемая от ПП кредитору через поверхность их взаимного контакта. Учи-тывая, что часть выделяемой в ПП мощности рассеивается в окружающую среду. минуя контактную поверхность, в качестве второй априорной предпосылки принято условие пропорциональности между рассеиваемой мощностью и соответствующей ей поверхностью, то есть: р = р. (л р) пп g ^.

Здесь: Рш — мощность, выделяемая в ПП;

Йрадповерхность радиатора (без учета поверхности взаимного контакта между ПП и радиатором)!-? — суммарная теплоотдающая поверхность радиатора с полупроводниковыми приборами и элементами их крепления.

В качестве третьей исходной предпосылки принималось постоянство коэффициентов теплоотдачи по всей теплообменной поверхности и, исходя из принятой модели, его значение для торцевых поверхностей пластины определялось из условия С126J: dr = оСВор, (4−3> где qL — среднеповерхностный коэффициент тешю отдачи группового радиатораКор — коэффициент оребрения торцов, представляющий собой отношение поверхности ребер и межреберных участков на торцах основания к площади неоребренных торцов (см. рис.2.3)Г.

К0Б = (4.4).

2 О (А+В).

Значения коэффициентов теплоотдачи обеих сторон основания (oL / и) цринимались равными среднеповерхностному коэффициенту теплоотдачи (oh).

Анализ результатов расчета температурных полей исследованных групповых радиаторов с учетом принятых допущений свидетельствует о неплохом совпадении экспериментальных и расчетных значений температур оснований ПП. Для всех исследованных одно-и двухсторонних радиаторов среднеповерхностная погрешность отклонения избыточной температуры не превышала 12,3 $.Вместе с тем, детальное рассмотрение полученных результатов дает возможность установить некоторые закономерности взаимосвязей между экспериментальными и расчетными распределениями температур и внести коррективы в ранее принятые допущения.

Так, в результате такого сопоставления отмечено стабильное превышение экспериментальных температур над расчетными. Наиболее вероятными причинами этого явления могут быть следряцие:

— непостоянство соотношения коэффициентов теплоотдачи основания и оребрения группового радиатора в варьируемом интервале скоростей воздушного потока (0,3.5 м/с), так как каждый из элементов его поверхности подчиняется своим собственным закономерностям теплообмена;

— непостоянство температуры окружающей полупроводниковые приборы среды.

В связи с этим в формулу 4.3,в качестве сомножителя правой части уравнения, введен параметр Jb. корректирующий соотношение коэффициентов теплообмена из условия обеспечения минимального расхождения между расчетными и экспериментальными значениями температур по основанию Ш первого (по ходу воздуха) ряда.

Характер функции J3-f (R@) для ряда типичных радиаторов приведен на рис. 4.1.Обработка статистических данных для указанных элементов всех исследованных радиаторов с помощью МНК позволяет представить искомую зависимость в виде: 09 I.

08 о-с > 0 о d 5®, а 1 си ш | с © о V.

С с ¦> о • С 0 — i © 2 э — з.

BOO.

1000 ikOO re.

Рис .4.1 Зависимость ~) для передних (по ходу воздуха) 1Ш ряда типичных радиаторов: 1,2″ односторонние радиаторы U4 и 17 при поперечном продуве;

3,4- двухсторонние радиаторы Ш5 и 9 при поперечном продуве.

9 8 7.

6 5 k t?

•.

• 1 1.

О ©.

1 | ф.

4 .

О.

0.Z.

0,3 к.

Рис. 4.2 Зависимость математических ожиданий параметра для всех исслеД°ванннх радиаторов 0,87 + 8,2-I0″ 5 Rt.

4.5).

Выполненные расчеты температур ПП при скорректированных значениях коэффициентов теплоотдачи позволили обеспечить более высокую сходимость между их экспериментальными и расчетными значениями — среднеквадратичная погрешность избыточных температур ПП, расположенных первыми по ходу теплоносителя, не превышала 8%.

Что касается элементов второго и последующих (при продольном продуве) рядов, то их расчетные значения температур были, как правило, ниже экспериментальных. Величина этого расхождения зависит от мощности передних (по ходу воздуха) ПП и скорости потока. Вероятная причина этого явления заключается. в подогреве воздуха со стороны передних элементов. Учет величины этого подогрева балансовыми уравнениями не дает удовлетворительных результатов, что связано со сложностью гидромеханической картины обтекания групповых радиаторов и ее зависимостью от коэффициента заполнения канала. Это обусловило необходимость введения статистической поправки к балансовому уравнению:

J — суммарная мощность, рассеиваемая предыдущими, по ходу воздуха, элементами данного ряда- ^ - статистическая поправка, учитывающая коэффициент заполнения рабочего сечения аэродинамической трубы.

4.6) где tii температура воз духа, омывающего £-ый ПП;

Для построения зависимости ^ - ^ (К) проведена машинная обработка статистических данных исследования однои двухсторонних групповых радиаторов по критерию минимизации погрешности экспериментального и расчетного распределений температур оснований Ш в диапазоне исследованных значений коэффициента заполнения канала (К = 0,053.0,46).Результаты распределения математических ожиданий параметра ^ приведены на рис. 4.2.Их аналитическая обработка с помощью МНК устанавливает следующую зависимость между указанными параметрами:

2,52(I—К) (4 7).

Использование в расчетной методике в качестве температуры окружающей полупроводниковые приборы среды значений, определенных по формуле 4.6,обеспечивает более высокую точность расчета: среднеквадратичная погрешность избыточных температур всех Ш исследованных радиаторов не превышает 5,8%.Программная реализация алгоритма расчета температурных полей групповых радиаторов с учетом принятых допущений приведена в приложении П2. Отметим, что программа позволяет рассчитать температуры только в центре оснований полупроводниковых приборов.

Результаты сопоставления экспериментальных и рассчитанных по данной методике избыточных температур оснований ПП группового радиатора с двухсторонним оребрением JS5 (см. табл.2.4) приведены на рис. 4.3.Они свидетельствуют о том, что максимальная погрешность расчета избыточных температур оснований полупроводниковых приборов данного группового радиатора с учетом вспомогательных параметров Jb и ^ не превышает 10 $.

— 146 Ш.

Z '.ЧИг w, а J5 20.

2 5.

30 р

20 -.1 А 4 б г V Л • f;

II 1 j i pi J ¦ ¦ л J 25 а «so. ч SO ^ jAj.

—1 б чv-.i r i? @ 1 4 JT4 1 —. * «¦ 0 3? -» t’l? i.

— ¦' 'Я ,' ' SГ f i1 1 -l м.

У Я/7' 1 я i «» • a f, 1.. ¦ ¦ п" h.

T —).

5 *, У/7Я.

Рис. 4.3 Сопоставление экспериментальных и расчетных значений избыточных температур двухстороннего радиатора.

5 при U =2 м/с: а — схема установки Ш на основании радиатораб — сечение А-Ав — сечение Б-Б;

I-экспериментальные значения, 2-расчет-ные с учетом J5, 3-расчетные без учета J5, 4-расчетные с учетоми ^.

4.2 Инженерная методика расчета групповых радиаторов.

Целью инженерного расчета радиатора охлаждения ПП является оценка работоспособности выбранной его конструкции. исходя из конкретных условий эксплуатации. Существуют два подхода при расчете тепловых режимов ПП с теплоотводами ?20,37J :

1). При заданных значениях мощности, рассеиваемой ПП, температуре его корпуса или перехода и определенных условиях окружающей среды рассчитывают геометрические размеры теплоотвода.

2). При заданных геометрических размерах теплоотвода и температурных параметрах транзистора рассчитывают мощность, рассеиваемую ПП с теплоотводом.

Основные положения обоих подходов при расчете тепловых режимов одиночных радиаторов изложены в [37 ] .На основании этих положений в технической [20,37] и нормативной [127, 128 ] литературе приводятся инженерные методики их расчета с погрешностью, не превышающей, как правило, 10 $.Для сокрапрния длительности вычислительных процедур при выборе типовых конструкций радиаторов часто используют номограммы [129] .Алгоритм расчета и проектирования радиаторов воздушной системы охлаждения группы приборов приводится в [96 ] .В его основе лежитусловие априорной взаимосвязи между перегревом основания ПП и среднеповерхностной температурой радиатора.

Для групповых радиаторов с периферийным гнутым оребрением в условиях неравномерности рассеиваемых мощностей и неоднозначности предельно-допустимых температур ПП указанные подходы не имеют смысла: необходимым условием их корректного расчета является не превышение температур корпусов или р-п переходов всех ПП своих предельно-допустимых значений: tip* tig у L4, n, (4.8) где fl — число Ш, установленных на данном теплоотводе.

Поэтому методика их инженерного расчета должна носить поверочный характер и состоять из следующих основных этапов:

1). Выбор геометрических размеров группового радиатора.

2). Определение интенсивности теплоотдачи основных элементов его поверхности (основания и оребрения).

3). Расчет температур оснований ПП.

Размеры основания групповых радиаторов (АхВх5) диктуются количеством и габаритами устанавливаемых на них ПП, а также требованиями к механической жесткости конструкции. Его высота (Н) и ориентация относительно потока воздуха определяются компоновочными характеристиками аппарата, где устанавливается данный радиатор.

Оценка интенсивности среднеповерхностной конвективной теплоотдачи должна осуществляться при известных геометрических параметрах радиатора и режимных параметрах воздуха, исходя из конкретных значенртй коэффициента заполнения канала в месте расположения радиатора. Суммарный коэффициент теплоотдачи группового радиатора должен включать в себя как его конвективную (для односторонних радиаторов ф.3.2,для двухсторонних — ф.3.4) так и лучистую (ф.2.9) составляющие. Дальнейший расчет температур оснований ПП производится в соответствии с методикой, описанной в р.4.1 по программе. приведенной в приложении. Если в качестве предельно-допустимых для данных ПП указаны температуры их р-п. (или а-р) переходов, связь между ними и температурой основания ПП находится по известному соотношению (см. ф.1.2).

В качестве исходных данных для программы расчета температурных полей (представленные в соответствующих форматах) должны выступать (в скобках приводится символьное обозначение соответствующих в программе идентификаторов): Переменные:

— количество устанавливаемых на радиатор ПП {N);

— толщина радиатора (PEL).

— размеры радиатора в направлении оси X и У (BLX, ВЬУ), м;

— коэффициент заполнения рабочего сечения (AKZ);

— массовый расход воздуха через полость, занимаемую радиатором (&), кг/с;

— теплопроводность материала радиатора (ALM), Вт/м'К ;

— коэффициент теплоотдачи основания радиатора и его торцов (ALO, AL), вт/м2 к ;

— температура воздуха перед радиатором (ТС),°С. Массивы:

— координат центров оснований ПП по оси X и У (АКХ и.

АКУ) «м;

— диаметров оснований ПП (J)), м;

— мощностей, передаваемых ПП через поверхности их взаимного контакта с радиатором (Р), Вт.

При подготовке исходных данных необходимо, чтобы ось X радиатора совпадала с направлением продува, а нумерация ПП производилась слева-направо, сверху-вниз.Коэффициент теплоотдачи основания радиатора, как уже отмечалось, принимается равным его среднеповерхностному значению, а коэффициент теплоотдачи торцов рассчитывается по соотношению 4.3 с учетом ф.4.4.Температура воздуха перед радиатором должна учитывать его подогрев со стороны передних (по ходу воздуха) теплоотдающих элементов конструкции данного устройства. Мощность, передаваемая Ш радиатору через поверхность их взаимного контакта рассчитывается по со.4.2. Оценкой правильности выбранной конструкции группового радиатора является выполнение условия 4.8 для всех ПП, установленных на данном радиаторе. Если указанное условие не выполняется хотя бы для одного ПП при всех возможных вариациях размещения, необходимо увеличить теплоотдающую поверхность радиатора или повысить скорость охлаждающего его воздуха.

В табл.4.3 приводится пример теплового расчета радиатора с односторонним периферийным гнутым оребрением и шестью ПП. Геометрические размеры радиатора и места установки на нем ПП приведены на рис. 4.4.Типы ПП и их параметры приведены в табл.4.I. В табл.4.2 о mi саны исходные данные к программе расчета температурных полей. на групповом радиаторе.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

.

На основании выполненного исследования среднеповерхностно-го теплообмена и температурных полей плоских поверхностей с периферийными призматическими ребрами при вынужденной конвекции выявлена и оценена роль основных факторов, влияющих на их тепло-физические характернотики. К числу этих факторов относятся высота, ширина и способ гиба ребер, размеры ее основания, степень загромождения поверхностью проходного сечения, скорость потока. Предложен ряд практических рекомендаций, необходимых для выполнения инженерных расчетов указанных элементов охлаждения полупроводниковых приборов, исходя из конкретных условий их эксплуатации. Результаты работы приводят к следующим выводам:

1. Гладкая пластина с отогнутыми по периферии призматическими ребрами является технологичной и эффективной теплообменной поверхностью и может быть рекомендована в качестве теплоотвода для группового охлаждения полупроводниковых приборов и других мощных элементов РЭА.

2. Расчет интенсивности теплообмена при вынужденной конвекции для групповых радиаторов с периферийными призматическими ребрами следует выполнять по формулам:

— для радиаторов с односторонним оребрением: при К =0,04. .0,46- Н/Ц =0,141. .0,85 j: Re =60. 2700.

— для радиаторов с двухсторонним оребрением:

Ни К°'8г)(0,035+0,ZH/U) Re W-WM0'75 при К =0,04.0,46- Е/Ц =0,212.0,85- =60. .2700. Обе формулы обобщают экспериментальный материал с погрешностью, не превышающей 12% .

3. Аэродинамическое сопротивление групповых радиаторов с периферийными призматическими ребрами при скоростях воздуха менее 5 м/с и степени загромождения канала ниже 0,5 незначительно (ниже 40 Па) и может не приниматься во внимание.

4. Радиаторы с двухсторонним периферийным оребрением по интенсивности теплоотдачи примерно на 30% превосходят радиаторы с односторонним оребрением при тех же габаритных размерах. При развороте ребер. расположенных на передней и задней гранях радиатора на 90° широкой стороной вдоль потока в обоих случаях интенсивность теплообмена повышается на 25−30 $.

5. Сопоставление цриведенных весовых, габаритных и стоимостных характеристик радиаторов с пластинчатыми ребрами, штыревыми ребрами и радиаторов с односторонним периферийным оребрением свидетельствует о том, что последний тип теплоотводов, вследствие высокой технологичности, превышает по стоимостным показателям примерно в семь раз соответствующие показатели пластинчатых радиаторов и в 2,4 раза — штыревых. При этом объемные и массовые показатели радиаторов с односторонними периферийными призматическими ребрами лежат на уровне лучших штыревых радиаторов.

6. Предложенная инженерная методика теплового расчета групповых радиаторов с периферийными призматическими ребрами обеспечивает точность определения избыточных температур в точках ее максимумов (под основаниями полупроводниковых приборов) с погрешностью не более 6 $.