На правах рукописи Евдулов Денис Викторович ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ЭЛЕМЕНТОВ РАДИОЭЛЕКТРОННОЙ

На правах рукописи
Евдулов Денис Викторович
ОБЕСПЕЧЕНИЕ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ЭЛЕМЕНТОВ РАДИОЭЛЕКТРОННОЙ
АППАРАТУРЫ С ПРОСТРАНСТВЕННЫМ РАЗДЕЛЕНИЕМ
ТЕРМОЭЛЕКТРИЧЕСКОГО ИСТОЧНИКА ХОЛОДА И ОБЪЕКТА ОХЛАЖДЕНИЯ
Специальность: 05.04.03 – Машины и аппараты, процессы холодильной и криогенной
техники, систем кондиционирования и жизнеобеспечения
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Махачкала - 2008
Работа
выполнена
технический университет».
в
ГОУ ВПО «Дагестанский
государственный
Научный руководитель доктор технических наук, профессор Исмаилов Т.А.
Официальные оппоненты:
Ведущая организация –
Защита диссертации состоится «___» ___________ 2008 г. в
часов на заседании
диссертационного совета К212.052.01 ГОУ ВПО «Дагестанский государственный
технический университет» по адресу: 367015, г. Махачкала, пр. Имама Шамиля, 70.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО «Дагестанский
государственный технический университет»
Автореферат разослан «___» ___________ 2008 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
Евдулов О.В.
2
ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ
Актуальность проблемы.
Развитие многих радиоэлектронных комплексов в последние десятилетия
характеризуется включением в их состав теплонагруженных радиоэлектронных
приборов. Постоянно расширяется диапазон изменения температуры среды,
окружающей объект размещения прибора, усложняются другие условия
эксплуатации объектов, вместе с там растут требования к стабильности
характеристик комплексов. Работа многих теплонагруженных приборов должна
проходить в условиях значительных внутренних и внешних тепловых воздействий,
колебаний температуры окружающей среды, а параметры приборов при этом должны
оставаться в заданных пределах.
Продолжительной, устойчивой работы приборов удается добиться, лишь создав
им необходимые температурные условия. Как правило, температурные условия
работы теплонагруженных приборов обеспечиваются специальными системами
обеспечения температурных режимов работы (СОТР). Последние весьма
разнообразны,
сложны,
могут
иметь
значительные
габариты,
массу,
энергопотребление.
В значительном числе случаев масса, габариты, надежность терморегулирующих
систем не всегда сравнимы с соответствующими показателями радиоэлектронной
аппаратуры (РЭА), особенно актуально это для микроминиатюрных устройств с
высокими удельными тепловыми потоками. Решение задачи температурной
стабилизации такой аппаратуры в этом случае может быть получено применением в
качестве СОТР охлаждающих термоэлектрических устройств (ТЭУ), оптимально
сочетающихся с ней по важнейшим энергетическим и массогабаритным показателям.
Термоэлектрический метод охлаждения позволяет осуществлять эффективное
понижение температуры объекта при незначительных габаритах и весе всего
устройства. В случае необходимости температура, обеспечиваемая охлаждающим
ТЭУ посредством специальной схемы, может быть стабилизирована на требуемом
уровне с большой точностью.
ТЭУ могут реализовать охлаждение элементов РЭА, являющихся элементами
аппаратуры с плотной упаковкой и расположенных в труднодоступных местах, при
дистанционном разделении источника холода и тепловыделяющего элемента. В этом
случае сопряжение охлаждающего ТЭУ и тепловыделяющего элемента РЭА может
быть
осуществлено
за
счет
гибких
теплопроводов,
изготовленных
цельнометаллическими, либо
в виде тепловых термосифонов. При этом до
настоящего времени не проводилось исследований охлаждающих ТЭУ, работающих
при данных условиях и рассчитанных на достаточно большие мощности рассеивания
элементов РЭА (в диапазоне 300…400 Вт), где необходим учет существенных
термомеханических напряжений в конструкции СОТР. В данных условиях
целесообразным является исследование сильноточных термоэлектрических батарей
(ТЭБ), применяемых в охлаждающих ТЭУ, в которых за счет специального слоистого
конструктивного исполнения были бы сведены до минимума механические
напряжения, являющиеся следствием теплового расширения материалов.
Обзор публикаций, посвященных охлаждающим ТЭУ, указывает на то, что,
несмотря на достаточно значительные успехи в этой области на данный момент
существует необходимость в разработке новых термоэлектрических систем
3
теплоотвода от элементов РЭА, являющихся составной частью аппаратуры с плотной
упаковкой. При этом важным является проектирование конструкций охлаждающих
приборов для элементов РЭА, отличающихся значительными удельными тепловыми
потоками. Представляет интерес разработка ТЭУ на базе сильноточных ТЭБ
специальной слоистой конструкции, в которых могут быть уменьшены
термомеханические напряжения. Указанный интерес обусловлен недостаточностью
исследований
в этой области наряду с острой необходимостью разработки
действенных высокоэффективных охлаждающих приборов для отвода тепла и
термостабилизации элементов РЭА, расположенных в труднодоступных местах
радиоаппаратуры.
Цель работы.
Целью диссертационной работы является разработка и всестороннее
исследование СОТР элементов РЭА, являющихся составной частью аппаратуры с
плотной компоновкой и расположенных в труднодоступных местах, с
пространственным разделением термоэлектрического источника холода и объекта
охлаждения, выполненной на базе сильноточных ТЭБ, в которых за счет
специального
конструктивного
исполнения
сведены
до
минимума
термомеханические напряжения.
Основными задачами диссертационной работы являются:
1. Разработка СОТР элементов РЭА с пространственным разделением
термоэлектрического источника холода и объекта охлаждения, выполненной
на базе сильноточных ТЭБ слоистой конструкции.
2. Разработка математической модели системы охлаждения элементов РЭА с
пространственным разделением термоэлектрического источника холода и
объекта охлаждения, выполненной на базе сильноточных ТЭБ слоистой
конструкции, с учетом возникающих в них термомеханических напряжений.
3. Исследование конструкции СОТР элементов РЭА на базе слоистых ТЭБ, в
которой
сопряжение
последних
с
тепловыделяющим
элементом
осуществляется за счет гибкого цельнометаллического теплопровода.
4. Исследование конструкции СОТР элементов РЭА на базе слоистых ТЭБ, в
которой
сопряжение
последних
с
тепловыделяющим
элементом
осуществляется за счет теплового термосифона.
5. Проведение комплекса экспериментальных исследований.
6. На основе проведенных исследований разработка новых типов устройств для
теплоотвода от элементов РЭА, являющихся составной частью аппаратуры с
плотной упаковкой.
7. Практическая реализация результатов работы.
Методы исследования. В процессе решения поставленных задач использованы
принципы системного подхода, теория теплопроводности твердых тел, теория
термоупругости, математическая статистика, численные методы решения
дифференциальных
уравнений
и
систем
дифференциальных
уравнений,
экспериментальные методы исследования.
Новые научные результаты. При решении задач, поставленных в
диссертационной работе, получены следующие новые научные результаты:
1. Разработан принцип построения СОТР РЭА с пространственным разделением
источника холода и объекта охлаждения, состоящий в использовании в
качестве средства охлаждения
слоистой ТЭБ с
улучшенными
4
термомеханическими характеристиками, сопрягаемой посредством гибких
теплопроводов с тепловыделяющим элементом РЭА.
2. Разработана математическая модель слоистого термоэлемента (ТЭ),
реализованная на базе решения системы уравнений нестационарной
теплопроводности и механических напряжений, учитывающая возможность
определения величины термомеханических напряжений в ТЭ.
3. Разработана расчетная методика СОТР элементов РЭА на базе слоистых ТЭБ
с учетом сопряжения их с тепловыделяющим элементом за счет гибкого
цельнометаллического теплопровода.
4. Разработана расчетная методика СОТР элементов РЭА на базе слоистых ТЭБ
с учетом сопряжения их с тепловыделяющим элементом за счет теплового
термосифона.
5. Разработаны конструктивные варианты устройств для охлаждения элементов
РЭА с возможностью их пространственного отделения от источника холода.
Практическая ценность работы состоит в том, что разработанные устройства
охлаждения элементов РЭА позволят повысить надежность и эффективность работы
аппаратуры за счет организации оптимального температурного режима ее работы.
Реализация и внедрение результатов работы. Разработанные в диссертационной
работе методы, расчетные модели и устройства использовались при выполнении
госбюджетной научно-исследовательской работы в рамках тематического плана ГОУ
ВПО «Дагестанский государственный технический университет» по заданию
Министерства образования и науки Российской Федерации «Исследование
термомеханических напряжений в сильноточных ТЭБ». Основные результаты
диссертационной работы внедрены в практику проектирования и производства ОАО
«НИИ Волна» (г. Дербент), а также в учебный процесс ГОУ ВПО «Дагестанский
государственный технический университет».
Апробация результатов работы. Работа в целом и ее отдельные результаты
докладывались и обсуждались на XI Межгосударственном семинаре «Термоэлектрики
и их применение» (Санкт-Петербург, ФТИ им. А.Ф. Иоффе РАН, 2008 г.), XIV
Международной НТК «Проблемы ресурса и безопасности эксплуатации материалов и
конструкций» (Санкт-Петербург, СПбГУНиПТ, 2008 г.), НТК «Криогенная техника и
технология на рубеже второго столетия МИХ» (Санкт-Петербург, СПбГУНиПТ, 2008
г.), Международной НТК «Молодые ученые – науке, технологиям и
профессиональному образованию в электронике» (Москва, МТУСиИ, 2008 г.), XXVII
и XVIII итоговой НТК преподавателей, сотрудников, аспирантов и студентов ДГТУ
(Махачкала, ДГТУ, 2006 и 2007 г.), научно-технических семинарах кафедры
теоретической и общей электротехники ГОУ ВПО «Дагестанский государственный
технический университет» с 2006 по 2008 гг.
Публикации. По теме диссертации опубликовано 15 работ, из них 3 статьи, 10
докладов на научных конференциях, получено 2 патента Российской Федерации на
изобретение.
Объем и структура диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав,
заключения, списка литературы, включающего 123 наименования и приложения.
Основная часть работы изложена на 135 страницах машинописного текста. Работа
содержит 47 рисунков и 2 таблицы.
5
СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ
Во введении дано обоснование актуальности темы диссертационной работы и
определена практическая направленность результатов и логическая связь глав.
В первой главе дана характеристика существующих в настоящее время методов
отвода теплоты от РЭА, проведен их критический анализ на предмет возможности
использования для обеспечения температурного режима радиоэлектронных приборов,
имеющих плотную упаковку. Анализ методов охлаждения показал, что применение
систем обеспечения тепловых режимов элементов РЭА подобного типа на основе
воздушного, водяного, испарительного, кондуктивного охлаждения часто является
невозможным из-за эксплуатационных и массогабаритных ограничений. Наиболее
приемлемым
решением
задачи
обеспечения
температурных
режимов
функционирования
РЭА
является
1
2 3
использование в качестве СОТР охлаждающих
ТЭУ, оптимально сочетающихся с ней по
важнейшим
энергетическим
и
массогабаритным показателям.
p
p
n
n
Литературный
обзор
по
термоэлектрическому
охлаждению
показывает, что на сегодняшний день в этой
Рис.1. Конструкция слоистой ТЭБ
области накоплен большой теоретический и
1
и
2
–
ветвь р- и n-типа, 3 – коммутационные
экспериментальный материал, разработано и
пластины
внедрено большое количество разнообразных
аппаратов, устройств и приборов. Однако
следует отметить, что на сегодняшний день недостаточно рассмотрены вопросы,
касающиеся возможности эффективного сопряжения элемента РЭА, являющегося
составной частью блока радиоаппаратуры с плотной упаковкой, и удаленного
термоэлектрического источника холода. Также в литературе не рассмотрены
проблемы улучшения термомеханических характеристик сильноточных ТЭБ,
рассчитанных на высокие значения
x
плотности
тепловых
потоков,
которые могут быть применены для
обеспечения температурных режимов
работы мощных элементов РЭА.
5
Для решения указанных задач,
не решенных в настоящее время в
полной мере, в диссертационной
4
работе предложена схема охлаждения
h5
элементов РЭА, входящих в состав
3
h4
аппаратуры с плотной упаковкой и
удаленных от источника холода,
h3
2
h2
состоящая
в
использовании
сильноточных
ТЭБ
слоистой
h1
1
конструкции (рис.1) с сопрягающими

теплопроводами.
Рассмотрены
0
y
возможности
изготовления
Рис.2. Расчетная схема слоистого ТЭ
цельнометаллических теплопроводов
6
и выполненных на базе тепловых термосифонов.
С учетом проведенного обзора сформулирована цель диссертационной работы.
Поставлены задачи диссертационной работы, которые необходимо решить для
достижения указанной цели.
Во второй главе рассмотрена математическая модель слоистого ТЭ,
позволяющая рассчитать его тепловое поле и поле термомеханических напряжений, а
также методики расчета СОТР, построенных на базе слоистых ТЭ с учетом
сопряжения
их
с
тепловыделяющим
элементом
посредством
гибкого
цельнометаллического теплопровода и теплового термосифона.
Расчетная схема определения теплового поля в слоистом ТЭ приведена на рис.2.
Области 1, 3 и 5 – коммутационные пластины, 2 и 4 – термоэлектрический материал.
Система дифференциальных уравнений теплопереноса для этой схемы имеет
вид:
 2Т 1
 2Т 1
T
1
 1
 j 2  1  C1 1 ,
2
2
t
x
y
(1)
 2Т 2
 2Т 2
T
2
 2
 j 2  2  C2 2 ,
2
2
t
x
y
(2)
 2Т 3
 2Т 3
T
3
 3
 j 2  3  C3 3 ,
2
2
t
x
y
(3)
 2Т 4
 2Т 4
T
4
 4
 j 2  4  C4 4 ,
2
2
t
x
y
(4)
 2Т 5
 2Т 5
T
5
 5
 j 2  5  C5 5 ,
2
2
t
x
y
(5)
где  – коэффициент теплопроводности,  – удельное электрическое сопротивление,
j – плотность электрического тока, С – объемная теплоемкость, Т – температура, t –
время.
Начальные, граничные условия и условия сопряжения имеют вид:
Т 1,2 ,3 ,4  Tср при t  0 ,
(6)
T1
  тс T1  Tтс  при x  0, 0  y   ,
x
T
T
1 1  2 2   12 jT2 при x  h1 , 0  y   ,
x
x
T
T
2 2   23 jT2  3 3 при x  h2 , 0  y   ,
x
x
T3
T4
3
 4
  34 jT4 при x  h3 , 0  y   ,
x
x
T
T
4 4   45 jT4  5 5 при x  h4 , 0  y   ,
x
x
T
5 5   тс T5  Tтс  при x  h5 , 0  y   ,
x
T
1 1   T1  Tср  при y  0 и  , 0  x  h1 ,
y
T
2 2   T2  Tср  при y  0 и  , h1  x  h2 ,
y
1
7
(7)
(8)
(9)
(10)
(11)
(12)
(13)
(14)
T3
  T3  Tср  при y  0 и  , h2  x  h3 ,
y
T
4 4   T4  Tср  при y  0 и  , h3  x  h4 ,
y
T
5 5   T5  Tср  при y  0 и  , h4  x  h5 ,
y
3
(15)
(16)
(17)
где Тср – температура окружающей среды,  – коэффициент термо-э.д.с.,  –
коэффициент теплообмена с окружающей средой, тс – коэффициент теплообмена с
системой теплосброса, Ттс – температура системы теплосброса.
Решение системы уравнений (1)-(5) с соответствующими начальными и
граничными условиями (6)-(17) решено численным образом с использованием метода
конечных элементов.
На рис.3, 4 показано соответственно двумерное температурное поле слоистого
ТЭ, а также распределение плотности теплового потока после выхода его на
стационарный режим работы. В качестве исходных данных принималось:
1=3=5=395 Вт/(мК), 2=4=1,5 Вт/(мК), 1=3=5=0,017210-6 Омм,
2=4=10,6510-6 Омм, С1= С3= С5=383 Дж/(кгК), С2= С4=123 Дж/(кгК), Тср=293 К,
Т0=291 К, =0,210-3 В/К, =10 Вт/(м2К), Ттс=291 К, тс=70 Вт/(м2К).
Величина теплового потока определялась из соотношения:
Fxi  i
T
Ti
, Fyi  i i ,
y
x
где i=1,…,5.
На рис.5-6 показано соответственно распределение температуры ТЭ вдоль его
продольной оси при различной величине тока питания, а также изменение во времени
температуры в различных точках слоистого ТЭ.
Как следует из полученных данных, при использовании ТЭ в слоистом
исполнении можно получить значительный перепад температур между холодной и
горячей коммутационной пластиной при большой величине теплового потока. Так,
при перепаде температур между коммутационными пластинами в 47 К тепловой
поток на холодном спае ТЭ, пропорциональный его холодопроизводительности,
составляет порядка 18000 Вт/м2, что соответствует при данной геометрии ТЭ току
питания в 140 А. С уменьшением величины питающего электрического тока значение
теплового потока на холодном спае ТЭ и перепад температур между его спаями
также уменьшаются. При этом снижении тока питания ТЭ с 140 А до 80 А уменьшает
перепад температур между спаями ТЭ с 47 К до 31 К, соответственно тепловой поток
на холодном спае уменьшается с 18000 Вт/м2 до 12000 Вт/м2.
На рис.6 приведены данные об изменении температуры холодной и горячей
коммутационной пластин, а также различных точек ветви ТЭ во времени при токе
питания 140 А. Согласно приведенным данным, температура в указанных точках
выходит на установившийся режим примерно через 900 с. Данное обстоятельство
связано с достаточно большими габаритными размерами ТЭ. При толщине
коммутационных пластин 2 мм и высоте ветвей ТЭ 4 мм площадь поперечного
сечения равняется 40010-6 м2. При этом, как следует из расчетных данных,
целесообразным будет являться предусмотреть съем теплоты не только с горячих
комтуационных пластин, но и также с близлежащей к ним поверхности ветвей ТЭ. В
8
данном конструктивном исполнении может быть предложен дополнительный
теплосъем примерно с 1/3 боковой поверхности ТЭ.
Температура
T (К)
Рис.3. Температурное поле слоистого ТЭ
Тепловой поток
4
2
F (10 Вт/м )
Рис.4. Картина распределения тепловых потоков в слоистом ТЭ
Т (К)
Температура
(К)
(К)
T (К)
302
310
300
308
306
298
304
296
302
294
300
292
298
290
296
288
294
286
292
4
290
284
288
282
3
286
280
284
278
282
4
276
280
274
278
272
276
274
270
272
3
268
268
2
264
2
270
266
266
262
264
262
260
1
258
260
1
258
256
256
254
254
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
0
L (мм)
Рис.5. Распределение температуры ТЭ вдоль
продольной оси слоистого ТЭ при различной
величине тока питания: 1 – 140 А, 2 – 120 А, 3 –
100 А, 4 – 80 А
300
600
900
1200
1500
1800
Время (с)
Рис.6. Изменение температуры в различных точках слоистого
ТЭ вдоль продольной оси во времени: 1 – холодная
коммутационная пластина, 2 – ветвь ТЭ на расстоянии 1,5 мм
от холодной коммутационной пластины, 3 – ветвь ТЭ на
расстоянии 1,5 мм от горячей коммутационной пластины, 4 –
горячая коммутационная пластина
9
Для оценки термомеханических характеристик ТЭ слоистой конструкции был
произведен расчет возникающих в нем механических напряжений и деформаций,
являющихся следствием теплового расширения материалов.
Расчет производился также с использованием метода конечных элементов. При
этом математическая формулировка задачи имела следующий вид.
Температурная деформация материала определяется
коэффициентами
линейного расширения и изменением температуры относительно температуры
недеформированного состояния. Составляющая начальной термической деформации
для изотропного материала (для упрощения расчетов термоэлектрический материал,
из которого изготавливались ветви ТЭ, также принимался изотропным) имеет вид:
 
(18)
 0   1    T ,
0 
 
где  - коэффициент Пуассона,  - коэффициент линейного расширения материала,
Т – перепад температуры между деформированным и недеформированным
состоянием.
Соотношение между механическими напряжениями и деформациями
выражается зависимостью:
   D   0  ,
(19)


1 
0 

E
 1
0  – матрица упругости, Е – модуль Юнга,
где D  
1  2 
1  
0 0

2 

  x



x


 x 
  y

   
 – деформация,   – компоненты вектора перемещений.
y
 y 


  x  y 
 x  y 


Уравнения статического равновесия имеют следующий вид:
  x  xy

  fx

x
y
,
 
 y
 xy 
  fy
 x
y
(20)
где fx, fy – компоненты вектора плотности объемной силы, x, y, xy – нормальные и
касательное механические напряжения по осям.
Решение уравнений (18)-(20) совместно с граничными условиями,
определяющими наличие по всем граням системы нулевого нормального давления,
распределение температуры, определяемого при решении уравнений (1)-(19), а также
наличие упругих подвесов в крайних точках ТЭ, дает возможность получить
двумерную картину механических напряжений, деформаций и перемещений.
Результаты вычислений приведены на рис.7-8. Расчеты
выполнены при
6
2
следующих исходных данных: Е=1,210 Н/м , =0,3 =22,210-6 1/К
для
11
2
-6
термоэлектрического материала и Е=1,210 Н/м , =0,34 =16,810 1/К для медных
10
Напряжение
(107 9Н/м2 2)
(10 Н/м )
коммутационных
пластин.
Предел
прочности
термоэлектрического
материала составляет 1,0107 Н/м2,
коммутационных пластин – 3,2108 Н/м2.
На рис.7 показано двумерное поле
механических напряжений для слоистого
ТЭ при токе питания 120 А, что
соответствует величине теплового потока
16000 Вт/м2. Как следует из приведенных
данных для указанного конструктивного
исполнения ТЭ величина механических
напряжений не выходит за допустимые
значения.
Наибольшая
нагрузка
приходится
на
места
контакта
коммутационных пластин с ветвями ТЭ.
Здесь величина механической нагрузки
достигает значения 0,9107 Н/м2 для
Рис.7. Картина распределения механических
коммутационной пластины. Наибольшие
напряжений в слоистом ТЭ
механические
напряжения
в
термоэлектрическом
веществе
не
7
2
превышают 0,210 Н/м . На рис.7 также показана деформированная граница ТЭ. Как
следует из рисунка, в случае слоистой конструкции ТЭ деформации относительно
незначительны и связаны, прежде всего, с удлинением и расширением ТЭ с боков,
что
объясняется
а)
ТемператураНапряжение
отсутствием
его
жесткой
T (К)  (10 (10 Н/м )
Н/м )
фиксации по краям. При
этом
максимальная
величина
перемещений
согласно
расчетным
данным не превышает 0,18
мм.
Для сравнения на
б)
рис.8 рассмотрена картина
механических напряжений
при тех же условиях для
классического П-образного
ТЭ. В данном случае
деформации
достаточно
велики, и при величине
тока питания 120 А без
применения специальных
мер
по
снижению
термомеханических
нагрузок
механические
усилия
превышают
соответствующий передел
Рис.3 Температурное поле (а) и поле механических напряжений
прочности
материала.
(б) классической П-образной конструкции ТЭ
yy
9 9
xx
2
11
2
Например, для коммутационных пластин в стыке с ветвью ТЭ значение механических
напряжений свыше 7108 Н/м2, что более чем в 2 раза превышает величину предела
прочности меди, для термоэлектрического материала соотношение механических
нагрузок и предела прочности в данном случае еще выше. При этом в соответствии с
проведенными расчетами установлено, что для данной конструкции ТЭ наибольшим
током питания без превышения допустимого значения механических нагрузок в
системе является электрически ток, не превышающий величины 82 А, т.е. почти в 1,7
раза меньше, чем в случае использования слоистого ТЭ, для которого максимальная
величина тока питания по расчетам составляет 140 А.
При моделировании теплового режима слоистого ТЭ с цельнометаллическим
теплопроводом к дифференциальным уравнениям (1)-(5) с начальными и граничными
условиями (6)-(17) необходимо добавить уравнение Фурье, описывающее процесс
теплопередачи в теплопроводе, а также соответствующие граничные условия по его
боковой поверхности и условия сопряжения с ним коммутационной пластины. Здесь
в соответствии с постановкой задачи начальная температура в теплопроводе
принимается равной Тср. Математическая формулировка задачи теплопередачи в
цельнометаллическом теплопроводе имеет вид:
 2Т тп
 2Т тп
T
тп
 тп
 Cтп тп ,
2
2
t
x
y
Т тп  Tср при t  0 ,
Tтп
  Tтп  Tср  по боковой поверхности теплопровода,
n
T
T
тп тп  кп кп в месте контакта теплопровода с коммутационной пластиной,
n
n
тп
где Ттп, Ткп – температура теплопровода и коммутационной пластины, тп, кп –
коэффициент теплопроводности материала теплопровода и коммутационной
пластины, Стп – объемная теплоемкость материала теплопровода, n – нормаль к
изотермической поверхности.
Тепловой режим элемента РЭА может быть определен из соотношения:
qтп   Т РЭА  Т ср   C РЭА
TРЭА
,
t
где qтп - тепловой поток от теплопровода к элементу РЭА.
На рис.9 показано двумерное температурное поле слоистого ТЭ с медным
теплопроводом, сопряженным с его холодной коммутационной пластиной. Размеры
теплопровода и ТЭ следующие: длина теплопровода – 0,32 м, площадь его
поперечного сечения – 16 мм2, высота ветвей ТЭ – 4 мм, толщина коммутационных
пластин – 4 мм, площадь поперечного сечения ТЭ 16 мм2. Предполагалось наличие
теплообмена боковой поверхности теплопровода с окружающей средой, при этом
коэффициент теплообмена с окружающей средой принимался равным 1 Вт/Км2, а
температура окружающей среды 293 К. Как следует из представленных данных
температурное поле медного теплопровода достаточно равномерно, температурные
потери на нем относительно не велики. Согласно рис.10, где приведено
распределение температуры по высоте теплопровода, перепад температур на нем не
превышает 4 К.
12
Температура
T (К)
Т
Температура (К)
264.2
264.0
263.8
263.6
263.4
263.2
263.0
262.8
262.6
262.4
262.2
262.0
261.8
261.6
261.4
261.2
261.0
260.8
260.6
260.4
260.2
260.0
259.8
259.6
259.4
259.2
259.0
0
40
80
120
160
200
240
280
320
L (мм)
Рис.10. Изменение
теплопровода
Рис.9. Температурное поле слоистого ТЭ с
цельнометаллическим теплопроводом
температуры
по
длине
Другим возможным конструктивным решением дистанционного разделения
источника холода и его потребителя является применение в качестве теплопровода
испарительно-конденсационного теплового термосифона, при использовании
которого коэффициент теплообмена в испарительной и конденсационной зонах
может достигать величины 105 Вт/м2К. Разработана расчетная методика такой
системы. Задача построена для трех основных частей теплового термосифона – зоны
испарения, конденсации и транспортной зоны. Для каждой из зон решена
соответствующая задача тепло- и массообмена на основе известных уравнений.
На рис.11 приведена двумерная картина распределения теплового потока по
теплопроводу, выполненному в виде теплового сифона, а на рис.12 рассмотрено
изменение теплового потока вдоль продольной оси теплопровода. В качестве
теплоносителя предполагалось использование хладагента R 124 b (С2H3ClF2) с
температурой кипения 263,2 К. Как следует из полученных результатов, поле
распределения теплового потока в тепловом термосифоне практически равномерное.
При этом максимальное отличие в величине теплового потока между его концами
равно 900 Вт/м2. Для сравнения это значение в случае использования медного
теплопровода
составляло 5800 кВт/м2. Таким образом, следует, что при
необходимости сопряжения тепловыделяющего элемента РЭА и ТЭБ удаленных друг
от друга на достаточно большое расстояние (свыше 0,5÷0,6 м), целесообразным
является применение не цельнометталического теплопровода, а теплопровода,
изготовленного в виде теплового термосифона. Вместе с тем при небольших
расстояниях между элементом РЭА и ТЭБ эффективнее все же является
использование цельнометаллических теплопроводов, имеющих более простую
конструкцию и технологию изготовления.
13
Тепловой поток
2
4
F (10 Вт/м )
Тепловой поток (Вт/м2)
14000
13900
13800
13700
13600
13500
13400
13300
13200
13100
13000
0
40
80
120
160
200
240
280
320
L (мм)
Рис.11. Картина распределения тепловых потоков
в слоистом ТЭ с тепловым термосифоном
Рис.12. Изменение теплового потока по
длине теплового термосифона
В третьей главе представлены результаты экспериментальных исследований
СОТР с пространственным разделением элемента РЭА и слоистой ТЭБ.
Экспериментальные исследования проводились с целью подтверждения адекватности
математических моделей практике и проверки правильности сделанных на их основе
выводов.
Объектом экспериментальных исследований являлся опытный образец СОТР, в
котором сопряжение тепловыделяющего элемента и ТЭБ осуществлялось за счет
использования цельнометаллических теплопроводов.
СОТР включает в себя слоистую ТЭБ, выполненную из 5 ТЭ, жидкостной
теплообменный аппарат для съема теплоты с горячих коммутационных пластин и
цельнометаллические теплопроводы, изготовленные из меди и алюминия. Ветви ТЭ
имеют цилиндрическую форму, диаметр ветвей – 8 мм, высота 3,5 мм, толщина
коммутационных пластин – 1 мм, высота 17 мм и ширина 4 мм. Длина теплопроводов
варьировалась в диапазоне от 200 до 425 мм, толщина теплоизоляции теплопроводов
составляла 1 мм. Жидкостной теплообменный аппарат выполнен таким образом,
чтобы поверхность его сопряжения с горячими коммутационными пластинами ТЭБ
была ребристой. Причем расстояние между ребрами, их высота и ширина
соответствовали толщине, высоте и ширине коммутационных пластин с учетом
нанесенной на них теплоизоляции.
Питание ТЭБ осуществлялось высокоамперным регулируемым источником
постоянного электрического тока 8 GW Laboratory DC Power Supply GPR-1850HD.
Сбор экспериментальных данных осуществлялся автоматически с помощью
14
измерителя технологического многоканального ИРТМ 2402/М3, который
подключался к ПЭВМ и предусматривал возможность одновременного
подсоединения до 24 датчиков температуры. Измерения температуры в ходе
эксперимента проводилось с помощью медь-константановых термопар, опорные спаи
которых помещались в сосуд Дьюара, а сигнал снимался измерителем ИРТМ
2402/М3. Напряжение и ток на ТЭБ фиксировались при помощи встроенных в
источник электрического тока амперметра и вольтметра.
В ходе эксперимента определялись напряжения и ток на ТЭБ, температура
окружающей среды, температуры на холодных коммутационных пластинах, в
различных точках теплопроводов, на входе и выходе жидкостного теплообменного
аппарата.
Согласно полученным данным перепад температур между холодным спаем ТЭБ
и концом теплопровода длиною 0,425 м, выполненным из меди, составляет порядка 6
К. При этом данная величина перепада температур имеет примерно то же значение в
диапазоне токов питания ТЭБ от 10 до 50 А. Продолжительность выхода СОТР на
стационарный режим работы составляет 20-25 мин. для различных точек системы.
При этом продолжительность выхода на стационарный режим для контрольной
точки, расположенной в конце теплопровода несколько выше, чем для холодной
коммутационной пластины, и составляет около 25 мин., тогда как для последнего
случая эта величина не превышает 20 мин. Данное обстоятельство объясняется
удалением контрольной точки на конце теплопровода от источника холода – контакта
ветви полупроводника и коммутационной пластины, конечным значением
коэффициента теплопроводности материала теплопровода и теплопритоками из
окружающей среды. Максимальное снижение температуры получено при увеличении
тока питания ТЭБ до 50 А. При этом температура коммутационной пластины
снижалась до 258,5 К, контрольной точки в конце теплопровода – 264 К.
Соответственно при последовательном уменьшении питающего ТЭБ электрического
тока до 40, 30, 20 и 10 А температура коммутационной пластины снижалась до 261,5,
267,5, 273 и 280 К, а на конце теплопровода – до 268,5, 273, 279, 285,5 К.
В результате проведения эксперимента установлено, что разность температур
между концами теплопровода линейно увеличивается с ростом его длины. Так, для
медного теплопровода перепад температур между холодной коммутационной
пластиной и концом теплопровода изменяется от 2,5 до 6 К при увеличении длины
теплопровода с 20 до 42,5 см при значении тока питания ТЭБ 40 А. Для
алюминиевого теплопровода длиной 20 см перепад температур между холодной
коммутационной пластиной и концом теплопровода составляет 4,3 К при том же токе
питания, при длине теплопровода 42,5 см эта величина равна 9,3 К. Данное
обстоятельство позволяет сделать вывод об эффективности использования медных
теплопроводов в тех случаях, когда предъявляются особые требования к
температурным потерям по их длине и отсутствуют ограничений по массе и
стоимости устройства охлаждения. В противном случае, особенно когда длина
теплопровода незначительна, более эффективным будет применение алюминиевых
теплопроводов, менее дорогих, чем медные и имеющих также меньшую массу.
Эксперимент подтвердил правомерность разработанных математических
моделей и полученных на их основе теоретических положений. Среднее отклонение
экспериментальных данных от расчетных составило не более 9 % на всем диапазоне
измерений.
15
В четвертой главе описаны разработанные конструктивные варианты СОТР.
На рис.13, а приведена конструкция СОТР с цельнометаллическими
теплопроводами, а на рис.13, б ее внешний вид без контактных площадок. СОТР
содержит последовательно соединенные в электрическую цепь полупроводниковые
ТЭ, каждый из которых образован
Элемент РЭА
двумя ветвями, изготовленными из
полупроводника соответственно р- и nтипа 1 и 2. Ветви 1 и 2 ТЭ расположены
8
7
6
_
9
5
n
р
р
n
р
n
10
2 4
8
3
1
7
9
Система теплосброса
Рис.13, б. Внешний вид СОТР с
цельнометаллическими теплопроводами
Рис.13, а. Конструкция СОТР с
цельнометаллическими теплопроводами
Система теплосброса
вдоль линии, а коммутационные элементы 3 и
4
выполнены
в
виде
гибких
электроизолированных
друг
от
друга
теплопроводов – медных шин 5 с
7
контактными площадками 6 и 7 на концах,
6
4
2
5
изготовленными
из
электропроводного
материала.
Контактные
площадки
6
_
n
р
n
р
n
р
соединены с двух сторон с ветвями
10
полупроводника р- и n-типа 1 и 2, а
1
3
контактные
площадки
7
–
с
8 9
электроизолированными друг от друга
контактными площадками 8, выполненными в
виде пленок металлов или сплавов,
Элемент РЭА
нанесенных на керамические пластины –
Рис.14. Конструкция СОТР с тепловыми
теплопереходы 9 или в виде медных пластин,
сифонами
напаянных
на
электроизолированные
пленочные контакты керамической пластины, причем все четные коммутационные
пластины 4 соединены с одним, а нечетные 3 – другим теплопереходом. Контакты 10
служат для подвода электрической энергии к ТЭБ.
На рис.14 изображена конструкция СОТР, в которой в качестве теплопроводов
выступают тепловые термосифоны.
В заключении сформулированы основные выводы по диссертационной работе в
целом.
В приложении к диссертации приведены акты внедрения результатов работы.
16
ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ
В процессе решения задач, поставленных в диссертационной работе, получены
следующие основные результаты:
1. На основе проведенного обзора методов охлаждения РЭА показано, что для
отвода тепла и термостабилизации мощных элементов РЭА, являющихся
составной частью аппаратуры с плотной упаковкой, целесообразным является
использование сильноточных ТЭБ с теплопроводами.
2. Предложены СОТР элементов РЭА с пространственным разделением
термоэлектрического источника холода и объекта охлаждения, выполненные на
базе сильноточных ТЭБ слоистой конструкции с цельнометаллическими
теплопроводами и тепловыми термосифонами.
3. Создана математическая модель слоистого ТЭ, реализованная на базе решения
системы уравнений нестационарной теплопроводности и механических
напряжений,
учитывающая
возможность
определения
величины
термомеханических напряжений в ТЭ.
4. Разработаны расчетные методики СОТР элементов РЭА на базе слоистых ТЭБ с
учетом сопряжения их с тепловыделяющим элементом за счет гибких
цельнометаллических теплопроводов и тепловых термосифонов.
5. Доказана адекватность разработанных моделей путем проведения комплекса
экспериментальных исследований, в результате которых расхождение полученных
теоретических и экспериментальных данных не превысило 9 %.
6. На основе проведенных исследований разработаны новые типы устройств для
теплоотвода от элементов РЭА, являющихся составной частью аппаратуры с
плотной упаковкой
7. Результаты диссертационной работы внедрены в производственный процесс и в
учебный процесс вуза.
ПУБЛИКАЦИИ ПО ТЕМЕ ДИССЕРТАЦИИ
Статьи, опубликованные в рекомендованных ВАК изданиях
1. Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Махмудова М.М., Евдулов Д.В. Исследование
системы охлаждения элементов радиоэлектронной аппаратуры, работающих в
режиме повторно-кратковременных тепловыделений // Известия вузов России.
Радиоэлектроника. – 2008. - №5. – С.54-60.
2. Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Расчет теплового поля и поля
термомеханических напряжений сильноточного термоэлемента слоистой
конструкции // Вестник Международной академии холода. – 2008. – №4. – С.1215.
Статьи, опубликованные в других научных изданиях
3. Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Система охлаждения РЭА с
пространственным разделением источника холода и объекта тепловыделений //
XXVII итоговая НТК преподавателей, сотрудников, аспирантов и студентов.
Сборник тезисов докладов. – Махачкала: ДГТУ. – 2006. – С.10.
4. Евдулов Д.В. Конструкция сильноточной термоэлектрической батареи с
тепловыми трубами // Состояние и перспективы развития термоэлектрического
17
5.
6.
7.
8.
9.
10.
11.
12.
13.
14.
15.
приборостроения. Материалы III Всероссийской НТК. – Махачкала: ДГТУ. –
2007. – С.88-89.
Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Тепловые трубы в системах теплоснабжения //
XXVIII итоговая НТК преподавателей, сотрудников, аспирантов и студентов.
Сборник тезисов докладов. – Махачкала: ДГТУ. – 2007. – С.15-16.
Евдулов Д.В. Устройство для отвода тепла от элементов радиоэлектронной
аппаратуры // Вестник Дагестанского государственного технического
университета. Технические науки. – Махачкала: ДГТУ. – 2007. – №9. – С.10-11.
Исмаилов Т.А., Евдулов Д.В. Особенности работы термоэлектрических
охлаждающих устройств в циклическом режиме // XXVIII итоговая НТК
преподавателей, сотрудников, аспирантов и студентов. Сборник тезисов
докладов. – Махачкала: ДГТУ. – 2007. – С.17-18.
Евдулов Д.В. Использование тепловых труб для стабилизации температуры //
XXVIII итоговая НТК преподавателей, сотрудников, аспирантов и студентов.
Сборник тезисов докладов. – Махачкала: ДГТУ. – 2007. – С.19.
Патент РФ №2335036. Термоэлектрическая батарея // Исмаилов Т.А., Вердиев
М.Г., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. – опубл. 27.09.2008, бюл. №27.
Патент РФ №2335103. Устройство для отвода теплоты от элементов
радиоэлектронной аппаратуры // Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Махмудова М.М.,
Исмаилов Р.Т., Евдулов Д.В. – опубл. 27.09.2008, бюл. №27.
Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Конструкция многокаскадных
сильноточных термоэлектрических батарей // Термоэлектрики и их применения.
Материалы XI Межгосударственного семинара. – Санкт-Петербург: ФТИ РАН. –
2008. – С.312-314.
Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Устройство для охлаждения
элементов радиоэлектронной аппаратуры, выполненное на базе сильноточных
термоэлектрических батарей слоистой конструкции, с цельнометаллическими
теплопроводами // Криогенная техника и технология на рубеже второго столетия
МИХ. Материалы НТК. – Санкт-Петербург: СПбГУНиПТ. – 2008. – С.112-114.
Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Вердиев М.Г., Евдулов Д.В.. Повышение
термомеханической эффективности сильноточных термоэлектрических элементов
// Проблемы ресурса и безопасности эксплуатации материалов и конструкций.
Материалы XIV Международной НТК. – Санкт-Петербург: СПбГУНиПТ. –
2008. – С.97-100.
Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Экспериментальные исследования системы
охлаждения элементов радиоэлектронной аппаратуры с пространственным
разделением термоэлектрического источника холода и объекта охлаждения //
Молодые ученые – науке, технологиям и профессиональному образованию в
электронике. Международная научно-техническая школа – конференция. –
Москва: МТУСиИ. – 2008. – С.256-259.
Исмаилов Т.А., Евдулов О.В., Евдулов Д.В. Математическая модель системы
охлаждения элементов радиоэлектронной аппаратуры на базе слоистых
термоэлектрических батарей с пространственным разделением источника холода
и объекта охлаждения // Молодые ученые – науке, технологиям и
профессиональному образованию в электронике. Международная научнотехническая школа – конференция. – Москва: МТУСиИ. – 2008. – 271-274.
18