CC BY
110
УДК 621.59:536.24
К ВОПРОСУ ОБ ОХЛАЖДЕНИИ ТЕПЛОНАГРУЖЕННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ РАДИОЭЛЕКТРОННОГО ОБОРУДОВАНИЯ ИМПАКТНЫМИ СТРУЯМИ ФРЕОНА
© 2012 А. А. Лопатин, Ю. Ф. Гортышов Казанский национальный исследовательский технический университет им. А.Н. Туполева
Представлен краткий обзор по проблеме охлаждения теплонагруженных элементов импактными струями теплоносителя при различных начальных условиях. Проведены эксперименты по исследованию теплоотдачи при кипении фреона Я-13 4а на миниоребрённых и микрошероховатых поверхностях в условиях стационарного нагрева. Представлены графические зависимости плотности теплового потока от расстояния между подводящим каналом и рабочей поверхностью. Установлено влияние формы канала на температурное поле.
Охлаждение, импактные струи, теплоотдача, плотность теплового потока, температурное поле.
В связи с непрерывным развитием микроэлектроники и внедрением нанотехнологий при разработке новых образцов полупроводниковых компонентов значительно выросло и тепловыделение. Для их эффективной работы требуются адекватные средства охлаждения и термостабилизации, которые обеспечивали бы минимальные габариты оборудования и стабильные температуры поверхности. Всё это приводит к выводу о необходимости использования новых методов отвода тепловых потоков высокой плотности. Одним из таких способов является испарительное охлаждение. Значительный эффект в таких системах достигается не только за счёт кипения теплоносителя на охлаждаемой поверхности, что обеспечивает отвод значительных тепловых потоков, но и за счёт подвода хладагента по нормали к поверхности через одиночный канал или группу каналов.
Импактные струи являются одними из наиболее перспективных и эффективных способов интенсификации теплообмена за счёт разрушения пристенного пограничного слоя. Такой эффект достаточно часто используется в современных системах охлаждения радиоэлектронного и силового оборудования. Кроме того, для дополнительной интенсификации теплообмена используют различные способы развития поверхности, в том числе нанесение мини- и микрооребре-ния с различным профилем, а также поверхностной шероховатости. Некоторые аспекты интенсификации теплоотдачи при импактной
подаче теплоносителя на различные поверхности рассмотрены в [1-3].
Импактные струи нашли широкое применение в современной технике, в том числе в системах испарительного охлаждения центральных процессоров и графических чипов электронно-вычислительной аппаратуры, микросхем и модулей питания телекоммуникационного оборудования, а также биполярных транзисторов (ЮБТв) в преобразователях электрического тока.
О значительном интересе к вопросам, связанным с интенсификацией теплоотдачи при взаимодействии хладагентов с различными по форме и размерам поверхностями применительно к системам охлаждения радиоэлектронного оборудования, свидетельствует большое количество публикаций в научных изданиях. Исследования различаются по условиям взаимодействия теплоносителя с рабочей поверхностью на однофазные, в которых не происходит изменения агрегатного состояния хладагента, и двухфазные, сопровождающиеся кипением теплоносителя.
В литературе достаточно подробно рассмотрены вопросы однофазного струйного охлаждения в части экспериментальных исследований, численного и физического моделирования. Остановимся на некоторых исследованиях. В [4] рассматриваются вопросы струйного охлаждения теплонагруженных поверхностей импактными потоками и отдельными каплями теплоносителя. В зависимости от условий проведения экспериментов хладагент может быть представлен в ви-
де мелкодисперсной фазы либо при достаточной интенсивности подачи - в виде отдельных жидких конгломератов, сливающихся в единую струю. Представлена классификация импактных струй на свободные и затопленные. При свободном импактном течении жидкость, подаваемая через диспергирующие каналы, проходит через газовую среду и взаимодействует с нагретой поверхностью. Затопленная струя подаётся на рабочую поверхность через слой теплоносителя. Рассмотрены особенности теплообмена при подаче хладагента через одиночный канал. Показано влияние на теплоотдачу режимных и геометрических параметров. В [5] предложены общие расчётные зависимости для свободных и затопленных жидких и воздушных импактных струй через отверстия с диаметром 1,59-12,7 мм. Для случая мульти-струйного течения показано влияние расстояния между каналами. В [6] рассмотрено влияние на теплоотдачу шага между струями {8М= 2~8). В качестве хладагента использовалась вода. Определено, что локальные коэффициенты теплопередачи зависят, прежде всего, от расстояния между падающим каналом и рабочей поверхностью и практически не зависят от расстояния между струями. В
[7] экспериментально исследован теплообмен при взаимодействии свободных и затопленных импактных струй воды с нагревае-мой поверхностью площадью 780 мм . Теплоноситель подавался через матрицу, состоящую из 21, 54 и 121 отверстий, расположенных с интервалом 3~7 калибров и диаметром 1 мм. Установлено, что в интервале относительных расстояний от канала до поверхности И б/=2~ 10 свободная импактная струя ведёт себя как затопленная. Для затопленных струй наблюдалась существенная зависимость параметров теплообмена от И/й и шага между подающими отверстиями. Отмечается, что для свободных импактных струй существенная зависимость теплоотдачи от безразмерного расстояния до рабочей поверхности прослеживается до ИМ= 10, при дальнейшем увеличении Ъ/й это влияние вырождается.
С точки зрения отвода тепловых потоков высокой плотности от теплонагруженных элементов радиоэлектронного оборудо-
вания наиболее предпочтительной является реализация поверхностного кипения при им-пактной подаче хладагента. В литературе, как правило, рассматриваются три основных области кипения: пузырьковое, переходное и плёночное. В связи с широкой практической применимостью и максимальными значениями теплоотдачи наиболее исследованной является область пузырькового кипения. По причине сложности описания этого процесса большинство работ в этой области посвящено количественной оценке явления, а также получению расчётных зависимостей для различных начальных условий.
Большинство известных исследований посвящено рассмотрению влияния на теплоотдачу при импактном кипении теплоносителей основных параметров и определению их функциональных зависимостей с целью проведения последующих инженерных расчётов. К основным влияющим факторам можно отнести геометрические параметры поверхности теплообмена и подающего канала, расстояние между каналом и рабочей поверхностью, угол подачи теплоносителя, начальные параметры рабочего тела и многое другое. Достаточно подробно закономерности отвода высоких тепловых потоков при струйном охлаждении поверхности в режиме кипения недогретой струи фреона Я-113 рассмотрены в [3]. Показана возможность отвода тепловых потоков до 5 МВт/м2 на гладкой поверхности и 7,5 МВт/м2 на поверхности с микрооребрением. Установлено, что критическая плотность теплового потока увеличивается с ростом давления, недогрева и расхода теплоносителя, а также при уменьшении расстояния между рабочей поверхностью и выходным сечением струи. Использование сопловой вставки обеспечивает дополнительное прижатие струи к теплообменной поверхности и, соответственно, более высокую скорость струи, позволяющую отводить значительные тепловые потоки. Установлено, что при равном расходе теплоносителя на единицу теплообменной поверхности увеличение диаметра канала, и, следовательно, струи или использование многоструйной сопловой вставки приводит к снижению критической плотности теплового потока. Аналогичные результаты получены в
[8]. Проведен сравнительный анализ эффективности отвода тепловых потоков с ореб-рённой и гладкой поверхностей при импакт-ной подаче ¥С-12 в качестве теплоносителя. Устройство для распыла представляет собой пластину с пятью отверстиями диаметром 0.23мм и 0.56мм. Установлено, что подвод теплоносителя через отверстия с диаметром
0,23 мм даёт возможность реализовать за счёт более качественного взаимодействия с поверхностью теплообмена максимальные значения теплоотдачи и, как следствие, большие значения тепловых потоков. Поверхностное оребрение позволило увеличить в зависимости от режима примерно на 40% по сравнению с гладкой пластиной отводимую плотность теплового потока. В [9] рассматриваются вопросы охлаждения нагретых поверхностей одиночными струями фреона Я-ПЗ и воды. Определено, что при низких начальных давлениях и малых недогревах в режиме кипящей струи возможно отвести от поверхности тепловые потоки до 18 МВт/м2, используя воду в качестве рабочего тела, и до 1 МВт/м2 на фреоне соответственно. В [10] исследован теплообмен на дне цилиндрической камеры в режиме затопленной струи воды. Подача теплоносителя осуществлялась по нормали к нагреваемой поверхности с диаметром 30 мм. При низком давлении (0,1 МПа) и малом расходе воды (<0,015 кг/с) в области недогрева 80-85°С критическая плотность теплового потока достигала 6 МВт/м2.
В [11] и в [12] получены кривые кипения БС-72 для импактных струй различной конфигурации и представлены расчётные зависимости для критической плотности теплового потока. Отмечается, что диаметр подающего канала и начальное давление оказывают влияние на размер капель и, соответственно, на характеристики испарительного струйного охлаждения. В [13] исследованы каналы различного диаметра и определена зависимость критической плотности теплового потока от среднего размера капель, расхода теплоносителя и других параметров для БС- 72, БС- 87 и воды. Установлено, что с увеличением падения давления в канале происходит уменьшение диаметра капель.
Влияние растворенного газа на параметры процесса кипения рассмотрены в [14] и [15]. В [14] осуществлялась подача БС- 87, БС-72, метанола и воды через восемь отверстий и установлено, что наличие растворенного газа приводит к увеличению критической плотности теплового потока и положительно сказывается на эффективности охлаждения теплонагруженных элементов радиооборудования. В [15] исследовано влияние растворимого газа в РС-72. Теплоноситель подаётся на рабочую поверхность через одиночный канал диаметром 0,2 мм. Результаты, полученные в [15], подтвердили выводы, представленные ранее в [14], а именно, доминирующее влияние добавок растворимого газа на снижение перегрева стенки при фиксированном тепловом потоке.
В [16] рассмотрено использование матрицы с девяноста шестью индивидуально управляемыми микронагревателями, позволяющими измерять и варьировать отводимым тепловым потоком на общей площади
0,49 см2 (7,0 мм х 7,0 мм). Диаметр подводящих каналов составлял 0,2 мм, а расстояние от каналов до нагреваемой поверхности варьировалось в диапазоне от 7 до 17 мм. Визуализация экспериментов позволила достаточно точно определить поверхность, контактирующую с теплоносителем. Было выявлено, что теплоотдача при кипении достаточно сильно зависит от площади поверхности, смачиваемой струей. При этом с увеличением площади контакта происходит значительный рост среднего по поверхности коэффициента теплоотдачи, что, в свою очередь, положительно сказывается на количественных характеристиках отводимых тепловых потоков.
Для увеличения отводимых тепловых потоков в режимах однофазной конвекции, а также кипящих струй достаточно часто применяется такой способ развития поверхности контакта, как нанесение мини- и микроореб-рения. В [17] исследовано струйное охлаждение водой гладких и оребрённых кремниевых поверхностях при малых расходах теплоносителя. Установлено наличие четырёх режимов теплоотдачи: затопленный, режим с тонкой плёнкой, режим с частичным высыханием и режим с высыханием. Максималь-
ные значения теплоотдачи получены на поверхности с квадратными рёбрами в режимах с тонкой плёнкой и частичным высыханием.
В [18] экспериментально исследовано влияние угла наклона импактной струи и развитие поверхности теплообмена с помощью прямого кубического и пирамидального оребрения на характеристики струйного охлаждения. Подача теплоносителя РБ5060 осуществляется через матрицу с отверстиями 2x2 мм. Высота оребрения составляет 1 мм. Установлено, что максимальное значение теплоотдачи и теплового потока по сравнению с плоской поверхностью соответствует прямой конфигурации рёбер.
На основе анализа литературы необходимо отметить проблему термостабилизации охлаждаемого элемента, т.е. получения равномерного температурного поля на рабочей поверхности. Очевидным решением может стать организация покрытия хладагентом максимальной площади рабочей поверхности, в том числе за счёт реализации многоточечного подвода теплоносителя с одновременной оптимизацией формы поверхности теплообмена.
Использован экспериментальный стенд, выполненный по схеме замкнутого контура и позволяющий организовывать стационарный нагрев рабочих поверхностей [19]. Плотность теплового потока варьируется в диапазоне от 4000 до 175000 Вт/м2. Подвод рабочего тела осуществляется по нормали к поверхности теплообмена. В качестве рабочего тела используется фреон Я-134а как наиболее безопасный и распространённый теплоноситель, применяемый в холодильной технике. Рабочий участок представляет собой поверхность диаметром 40 мм, выполненную из меди марки М1, с нанесением на лицевую сторону неупорядоченной микрошероховатости глубиной 0,3 мм или кубического миниоребре-ния высотой 3 и 7 мм. В экспериментах высота капиллярной трубки Ь над рабочими поверхностями №1 и 2 изменялась в диапазоне от 2 до 16 мм.
Первая серия экспериментов проводилась на двух миниоребрённых поверхностях, внешний вид которых представлен на рис.1 и
2.
Высота подводящего канала над рабочей поверхностью составляла 2 мм. Общий вид кривых кипения для поверхностей №1 и 2 представлен на рис. 3.
/ —С)— 1 1 0 1 1
0 / 1 1 1 1 г* 0&кль2до1 пеЖ 1
—I-1— 1 обПЙСЕЬ' и 1 1 1 1 0-0-°' п' 1 ' V0 I □ 1 \ 1
: / ' 7° 1 1 , оЙ1всгь2дг 1 : ' 1 япвМ | 1 1 о&нльЗ ^ дгигтЖ 1 1
1 1 1 11 1 1 1 1 о&нльЗдп 1 рМ
— 1 Н—т
0 10000 23000 30000 40000 50000
с^Шм
Рис.З. Зависимость коэффициента теплоотдачи от плотности теплового потока для поверхностей №1,2
Рис.1. Внешний вид поверхности №1: О„ое=40 мм, Неыст=7 мм
Рис. 2. Внешний вид поверхности №2:
1-^пов 10ММ, Неыст 3 ММ
На представленном графике чётко прослеживаются три области, классификация которых достаточно часто встречается в литературе. Во-первых, это область однофазной конвекции (область 1 на рис. 3), соответствующая незначительным тепловым нагрузкам, при которых не происходит вскипание теплоносителя. Далее с увеличением подвода тепла происходит вскипание фреона, резко возрастает теплоотдача (область 2). Этот режим соответствует развитому пузырьковому кипению. При дальнейшем подводе тепла крупные пузырьковые конгломераты объединяются в области и тем самым отделяют паровой прослойкой жидкую фракцию от рабочей поверхности (область 3). Наступает плёночный режим кипения, характеризующийся резким снижением теплоотдачи и сопровождающийся стагнацией отводимой плотности тепловых потоков. Из этого следует, что наиболее оптимальным с точки зрения отводимой тепловой нагрузки является пузырьковый режим кипения. Полученная качественная картина кипения полностью соответствует данным, представленным в [20].
Зависимость, показанная на рис. 3, свидетельствует о значительном росте теплоотдачи при уменьшении высоты кубического оребрения с 7 до 3 мм. Это можно объяснить, прежде всего, на примере физической модели взаимодействия импактной струи хладагента с нагреваемой поверхностью, представленной на рис. 4, 5.
1
Рис.4. Форма импактной струи при взаимодействии с рабочей поверхностью №1. Истечение фреона осуществляется через одиночный цилиндрический канал
Рис. 5. Форма импактной струи при взаимодействии с рабочей поверхностью №2. Истечение фреона осуществляется через одиночный цилиндрический канал
В основе модели лежит предположение о том, что фреон, попадая на рабочую поверхность, начинает активно испаряться. При этом небольшая часть теплоносителя в виде мелкодисперсной фракции, отражаясь от поверхности, отлетает во всасывающую магистраль. Очевидно, что рёбра ближе к торцовой поверхности имеют более низкую температуру, чем у основания либо в межрё-берном пространстве. Тем не менее, эта температура значительно выше температуры жидкого фреона Л-134а при давлении 0,12 МПа. Можно сделать предположение о том, что на рабочей поверхности №1 подавляющая часть теплоносителя испаряется в верхней части кубического ореберения, так и не попадая на основную поверхность. Косвенно об этом факте свидетельствуют кривые распределения температур по длине рабочих поверхностей, представленные на рис. 6. Так, на поверхности №2 при тепловой нагрузке 115 Вт температурное поле имеет меньший экстремум, чем на поверхности №1, что, в свою очередь, может являться следствием более полного взаимодействия фреона с нагретой поверхностью не только в верхней части боковой и торцовой поверхностей рёбер, но и в самом межрёберном пространстве.
1-/с1
Рис. 6. Распределение температуры по длине рабочих поверхностей №1,2.
С уменьшением высоты оребрения картина взаимодействия кардинально меняется. Жидкий фреон начинает проникать на основную, более нагретую поверхность, организовывать там локальные области, покрытые жидкостью. Это даёт возможность развить пузырьковую область кипения, сдвинуть кризисные явления в область более высоких плотностей теплового потока и задержать переход к плёночному режиму. В подтверждение выдвинутых предположений можно отметить, что область пузырькового кипения (область 2 для поверхностей № 1 и 2 на рис. 3) для поверхности №2 является более протяжённой в отличие от аналогичного режима для поверхности №1. Это позволяет обеспечить отвод больших тепловых потоков. Интенсификация теплоотдачи в диапазоне плотностей теплового потока от 11000 Вт/м до 27000 Вт/м на рабочей поверхности №2 достигает двух раз.
Из графика, представленного на рис. 3, следует, что область пузырькового кипения (область 2) для поверхности №2 является более протяжённой в отличие от аналогичного режима для поверхности №1. Соответственно, на участке с высотой оребрения 3 мм наступление кризисных явлений происходит с некоторым запозданием, что обуславливает более поздний переход к плёночному режиму кипения.
В результате анализа литературы можно сделать вывод, что одним из основных параметров, оказывающих существенное влияние на качественные и количественные характеристики теплоотдачи при кипении
хладагента на различных поверхностях, является расстояние от канала до рабочей поверхности И. Результаты экспериментальных исследований, иллюстрирующие описанное воздействие, представлены на рис. 7. Из графиков следует, что максимальное влияние расстояния от канала до поверхности на плотность теплового потока прослеживается до И~8. В дальнейшем с увеличением расстояния это влияние вырождается. Максимальное значение q получено при И=2 мм. Это можно объяснить тем, что за счёт близкого размещения подводящего канала к поверхности теплообмена большая часть хладагента попадает на рабочий участок, находясь в жидкой фазе.
Рис. 7. Зависимость отводимой плотности теплового потока от расстояния между подающим каналом и рабочей поверхностью
С увеличением /? происходит обратное: часть фреона испаряется на подходе к поверхности за счёт взаимодействия с отходящими от рабочего участка более нагретыми парами фреона, и лишь часть жидкого рабочего тела достигает поверхности. Для сравнения на графике нанесены экспериментальные данные [3]. Как видно, полученные результаты [3]. Аналогичные данные были в [4] для случая кипения воды на медных гладких и миниоребрённых поверхностях. Представленные на рис.7 зависимости свидетельствуют о возможности регулирования процесса теплоотдачи при кипении импакт-ных струй фреона за счёт изменения зазора между каналом и рабочей поверхностью. Для реализации полноценного механизма управления процессом отвода тепловых потоков высокой плотности необходима экспериментальная доработка, связанная с выяв-
лением дополнительных влияющих на количественные параметры теплообмена факторов.
В процессе разработки и создания испарительных систем охлаждения необходимо организовать равномерное орошение рабочей поверхности теплоносителем. От качества распыла будет зависеть теплоотдача и, соответственно, температура охлаждаемой поверхности. К наилучшим диспергаторам можно отнести сопла Лаваля, так как именно конфузорно-диффузорные каналы позволяют разогнать поток теплоносителя и за счёт гидродинамических пульсаций, возникающих в расширяющейся части, разбить струю на мелкодисперсные составляющие [21]. Но такой способ дробления потока подходит для однофазных систем. При наличии низкоки-пящего теплоносителя, а именно фреона Я-134а в качестве рабочего тела, процессы, проходящие в расширяющейся части сопла, приводят к адиабатному вскипанию теплоносителя в области критического сечения, и на срезе канала имеет место развитый двухфазный поток со значительным начальным паросодержанием. Поэтому в качестве подающих каналов в испарительных системах охлаждения возможно применение осесимметричных цилиндрических каналов постоянного сечения, в которых вскипание теплоносителя, как правило, происходит уже за срезом канала.
Необходимо отметить, что использование одиночного цилиндрического канала (рис. 8) в качестве устройства для распыла теплоносителя не является универсальным решением, так как площадь покрытия такого канала незначительна. Это приводит к существенной неравномерности температурного поля по ширине рабочей поверхности, что является нежелательным фактором и может отрицательно сказаться на работоспособности охлаждаемого устройства.
В связи с необходимостью получения равномерного температурного поля на рабочих поверхностях был предложен двенадцатиточечный подающий канал, модельные испытания которого представлены на рис.9.
I
;
.4 р.
Рис.8. Модель формы импактной струи при взаимодействии с рабочей поверхностью №3 и внешний вид свободной импактной струи. Истечение осуществляется через одиночный цилиндрический канал (канал №1)
А
Рис.9. Модель формы импактной струи при взаимодействии с рабочей поверхностью №3 и внешний вид свободной импактной струи. Истечение осуществляется через двенадцатиточечный канал (канал №2)
Из рис. 8, 9 следует, что канал №2 обеспечивает значительно большую зону орошения, чем канал № 1.
Результаты второй серии экспериментальных исследований, проведённых на мик-рошероховатой рабочей поверхности №3 (рис. 10), с двумя видами каналов свидетельствуют о значительном положительном эффекте от применения двенадцатиточечного орошения поверхности теплообмена. Наглядной иллюстрацией, доказывающей правильность сделанных предположений и количественно подтверждающих качественную картину, представленную на рис.8, 9, являются кривые распределения температур, показанные на рис. 11.
Рис. 10. Внешний вид поверхности №3 (глубина неупорядоченной микрошероховатости ЗООмкм, d=40 мм)
Рис.11. Распределение температуры по длине рабочей поверхности №3 для случая подачи фреона К-134а через каналы №1 и 2
Как следует из графиков, канал №2 обеспечивает значительно меньший перепад температур между зоной контакта струи и периферийной областью рабочей поверхности.
Заключение
Проведённые экспериментальные исследования свидетельствуют о существенном влиянии на теплоотдачу при кипении импактных струй фреона Я-13 4а высоты ми-ниоребрения, формы подающего канала и расстояния от канала до рабочей поверхности. Применение многоточечного орошения поверхности приводит к снижению неравномерности распределения температурного поля на рабочем участке.
Работа выполнена при финансовой поддержке ФЦП-ГК №14.740.11.0320.
Библиографический список
1. Лопатин, А. А. Результаты экспериментальных исследований кипения фреона R-134а на миниоребренных поверхностях [Текст] / А.А. Лопатин, В.И. Осипова // Труды Академэнерго, - 2011. - №2.
2. Идрисова, Г.И. Интенсификация теплообмена при кипении фреона R-134a на мини-и микрошероховатых поверхностях [Текст] / Г.И. Идрисова, А.А. Лопатин, В.И. Осипова // Науч.-техн. вестн. Поволжья. - 2011. - №1.
3. Кириллов, П.Л. Исследование закономерностей отвода высоких тепловых потоков в режиме кипящих струй [Текст] / П.Л. Кириллов, В.В. Привезенцев, Е.В. Соловьев // М.: РНКТ. - С.107-110.
4. Fabbri, М. Optimized heat transfer for high power electronic cooling using arrays of microjets [Text] / M. Fabbri, V.Dhir // Int. J of Heat and Mass Transfer, - 2005. Vol. 127, - P. 760-769.
5. Li, C.-Y. Prandtlnumber effects and generalized correlations for confined and submerged jet impingement [Text] / C.-Y. Li, S.V. Gari-mella // Int. J of Heat and Mass Transfer, 2001. -Vol. 44. - P. 3471-3480.
6. Pan, P. Heat transfer characteristics of arrays of free-surface liquid Jets [Text] / P. Pan, B.W. Webb // Int. J of Heat and Mass Transfer, 1995. - Vol. 117. - P.878-883.
7. Robinson, A.J. An experimental investigation of free and submerged miniature liquid jet array impingement heat transfer [Text] / A.J. Robinson, E. Schnitzler // Experimental Thermal and Fluid Science, 2007. - Vol. 32. - P. 1-
13.
8. Chien, L.-H. A Study of Spray Cooling on Smooth and Pin-Finned Surfaces Using FC-72 [Text] / L.-H. Chien, T.-L. Wu, S.-C. Lee // Int. J of Heat and Mass Transfer. - 2010.
9. Monde, V. Burnout in a High - Flux Boiling System with an Impinging Jet [Text] / V. Monde, Y. Katto // Int. J. Heat Mass Transfer. -1978. V.21, - №3. - P.293-305.
10. Абросимов, А.И. Критические тепловые потоки на дне тупика, омываемом круглой водяной струей [Текст] / А.И. Абросимов, А.А. Парамонов // ТВТ. - 1981. - Т. 19. -№2. - С. 373-376.
11. Wadsworth, D.C., and Mudawar, I. Enhancement of single phase heat transfer and crit-
1— не упорядоченная микрошероховатость (поверхность №3, одиночный цилиндрический канал), 0=12 Вт —°— не упорядоченная микрошероховатость (поверхность №3, двенадцатиточечный канал), 0=12 Вт
ical heat flux from an ultrahigh-flux simulated microelectronic heat source to arectangular im-pingin jet of dielecric liquid [Text] / D.C. Wadsworth, I. Mudawar // Int. J. Heat Mass Transfer. - 1992. - Vol. 114. -P.764-768.
12. Single-phase and two-phase cooling with an array of rectangular jets [Text] / M.T. Meyer,
I. Mudawar, C.E. Boyack [et al.] // Int. J. of Heat and Mass Transfer, - 2006. - Vol. 49. -P.17-29.
13. Estes, K.A. Correlation of Sauter mean diameter and critical heat flux for spray cooling of small surfaces [Text] / K.A. Estes, I. Mudawar // Int. J. of Heat and Mass Transfer, - 1995. - Vol. 38. - №. 16. - P. 2985-2996.
14. Lin, L. Heat transfer characteristics of spray cooling in a closed loop [Text] / L. Lin, R. Ponnappan // Int. J. of Heat and Mass Transfer, -2003. -Vol. 46. - P.3737-3746.
15. Horacek, B. Spray Cooling Using Multiple Nozzles: Visualization and Wall Heat Transfer Measurements [Text] / B. Horacek, J. Kim, K. Kiger // IEEE Transactions on Device and Materials Reliability, - 2004, - Vol. 4, № 4. -P. 614-625.
16. Horacek, B. Single nozzle spray cooling heat transfer mechanisms [Text] / B. Horacek,
K.T. Kiger, J. Kim // Int. J. of Heat and Mass Transfer, - 2005. - Vol. 48. - P. 1425-1438.
17. Hsieh, C.C. Evaporative Heat Transfer Characteristics of A Water Spray on Micro-Structured Silicon Surfaces [Text] / C.C. Hsieh,
S.C. Yao // Int. J. of Heat and Mass Transfer, -
2006. -Vol. 49. - P. 962-974.
18. Silk, E.A. Spray Cooling of Enhanced Surfaces: Impact of Structured Surface Geometry and Spray Axis Inclination [Text] / E.A. Silk, J.Kim, K.Kiger // Int. J. of Heat and Mass Transfer, - 2006. - Vol. 49. - P. 4910-4920.
19. Тарасевич, С.Э. Экспериментальный
стенд для исследования гидродинамики и теплообмена потоков низкокипящих жидкостей [Текст] / С.Э. Тарасевич, А.А. Лопатин, В.И. Осипова // Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики «АНТЭ-2007», 11-12 декабря
2007.
20. Несис, Е.И. Кипение жидкости [Текст] / Е.И. Несис. - М.: Наука, 1973. - 280 с.
21. Лопатин, А.А. Характеристики и структура двухфазных потоков в соплах и каналах [Текст]: автореф. дисс. ... канд. техн. наук / А.А. Лопатин. - 01.02.05. - Казань, 2005.
TO mi QUESTION OF COOLING POWER COMPONENTS OF RADIO-ELECTRONIC
EQUIPMENT BY IMPINGING FREON JETS
© 2012 A. A. Lopatin, Y. F. Gortyshov Kazan national research technical university named after A.N. Tupolev
In this article the short review of the problem of cooling high-power electronic components by impinging jets at various initial conditions is presented. Experiments of researching the heat emission for boiling R-134a on microribbed and microroughed surfaces at the conditions of stationary heating are made. Graphics of dependences of density of the heat flux on distance between the channel and the effective surface are presented. Influence of the form of the channel on the temperature profile is positioned.
Refrigerating, impinging jets, heat emission, heat flux density, the temperature profile.
Информация об авторах
Лопатин Алексей Александрович, кандидат технических наук, доцент кафедры теоретических основ теплотехники, Казанский национальный исследовательский технический университет. Е - mail: alekseylopatin@yandex.ru. Область научных интересов: гидродинамика и тепломассообмен при кипении импактных струй теплоносителей на различных поверхностях, воздушно-конвективное охлаждение теплонагруженных элементов радиоэлектронного оборудования.
Гортышов Юрий Федорович, доктор технических наук, профессор, заведующий кафедрой теоретических основ теплотехники, Казанский национальный исследовательский технический университет. Область научных интересов: тепло- и массообменные процессы в двигателях и энергоустановках, охлаждение и термостабилизация теплонагруженных конструкций.
Lopatin Aleksey Aleksandrovich, Candidate of Technical Sciences, associate professor of The department of theoretical bases heating engineers, Kazan national research technical university named after A.N. Tupolev, E-mail: alekseylopatin@yandex.ru. Area of Research: hydrodinamics and heat and mass exchange of boiling impinging jets of heat-transfer mediums on various surfaces, air flow convection cooling power components of the radio-electronic equipment.
Gortyshov Yury Fedorovich, Doctor of Technical Sciences, professor, the Head of the department of theoretical bases heating engineers, Kazan national research technical university named after A.N. Tupolev. Area of Research: heat - and mass exchange processes in engines and power installations, refrigerating and thermostabilisation heat-powered designs.
