Моделирование тепловых режимов электронных систем с естественной вентиляцией Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

параметры хорошо согласуются с данными, приведенными в таблице. Также известно [1, 2], что максимум отклика полупроводникового газового сенсора на метан соответствует температуре его чувствительного элемента (400—430 °С). Это косвенно подтверждает достоверность теплового расчета.

Использование сенсора без мембраны увеличивает среднюю мощность в 3 раза [3], что доказывает эффективность применения мембранных сенсорных структур.

Хорошее соответствие результатов тепловых расчетов и экспериментальных данных свидетельствует о возможности применения полученной тепловой модели при проектировании других типов сенсоров с мембраной и выборе режимов их работы.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бубнов Ю. З. Полупроводниковые газовые сенсоры // Петербургский журнал электроники. 1996. № 3. С. 87—91.

2. Датчики газов: "Figaro" (Япония). М.: Изд. дом „Додэка—XXI", 2003.

3. Бубнов Ю. З., Голиков А. В., Казак А. В. Полупроводниковые газовые сенсоры и газоаналитические приборы на их основе // Электроника: наука, технология, бизнес. 2008. Спецвыпуск. С. 72—80.

Юрий Захарович Бубнов —

Гавриил Владимирович Бирюлин —

Владимир Иванович Егоров —

Сергей Владимирович Постернаков —

Сведения об авторах

д-р техн. наук, профессор; ОАО „Авангард", Санкт-Петербург; главный конструктор

аспирант; Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, кафедра компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга; E-mail: [email protected]

канд. техн. наук, доцент; Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, кафедра компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга; E-mail: [email protected] ОАО „Авангард", Санкт-Петербург; вед. инженер

Рекомендована кафедрой компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга СПбГУ ИТМО

Поступила в редакцию 07.12.09 г.

УДК 536.6

Д. А. Данилов, В. И. Егоров, С. В. Фадеева, А. В. Шарков

МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ЭЛЕКТРОННЫХ СИСТЕМ С ЕСТЕСТВЕННОЙ ВЕНТИЛЯЦИЕЙ

Представлены результаты моделирования тепловых и гидродинамических полей в радиоэлектронном аппарате кассетного типа. Сопоставлены результаты расчетов с использованием программы, разработанной на основе метода конечных элементов, и расчетов по программе, реализующей метод поэтапного моделирования.

Ключевые слова: радиоэлектронная аппаратура, моделирование, тепловой режим.

Существующая в настоящее время тенденция к типизации и унификации конструкций радиоэлектронной аппаратуры (РЭА), обусловленная их разнообразием, ведет к автоматизации проектирования устройств и снижению их стоимости. При этом сохраняется необходимость

обеспечения нормального теплового режима РЭА для проведения моделирования тепловых процессов.

В настоящей статье рассматривается герметичный радиоэлектронный аппарат (блок), содержащий модули одного типоразмера. Такие блоки называются кассетными. Обеспечение теплового режима блока осуществляется за счет естественной конвекции. В связи с этим важным аспектом является анализ движения воздуха внутри блока.

Авторами проведено математическое моделирование теплового режима и поля скоростей воздушного потока внутри прибора с помощью пакета программ (П1), разработанных на основе метода конечных элементов. Результаты моделирования сравнивались с программой (П2), реализующей известную методику расчета [1, 2].

Исследуемый кассетный блок состоит из корпуса и модулей, имеющих лицевые панели и разъемы для присоединения кросс-платы. В блоке имеются воздушные каналы: между соседними модулями, между кросс-платой и задней крышкой корпуса (кабельный канал), между модулями и корпусом — боковые, верхний, нижний. Блок кассетного типа имеет два вида конструктивного исполнения: с передней крышкой корпуса (рис. 1) и без передней крышки.

Геометрические параметры исследуемого блока приведены в таблице.

Элемент блока Высота И, м Ширина 5 (толщина), м Глубина ё (толщина), м

Корпус 0,3 0,47 0,3

Модуль 0,26 0,01 0,28

Кросс-плата 0,26—0,3 0,47 0,002

Воздушные каналы блока имеют следующую ширину: боковые — 0,018 м, верхний и нижний — 0,0175 м, кабельный — 0,013 м, между модулями — 0,015 м.

Температура окружающей воздушной среды Тср = 40 °С. Мощность тепловыделений каждого модуля (Р) одинакова и составляет 8 Вт. Количество модулей (Ы) 15. Степень черноты всех поверхностей 0,9.

При моделировании тепловой модели приняты следующие допущения:

— все модули представляют собой пластины определенной толщины с вертикальной лицевой панелью и равномерно распределенными по объему источниками теплоты;

— температура модуля (Т) соответствует его среднеповерхностной температуре;

— температурное поле металлического корпуса прибора равномерное;

— кондуктивные тепловые связи модулей с корпусом блока не учитываются.

В работах [1, 2] и соответственно в программе П2 принято допущение о том, что воздух движется в вертикальном направлении по каналам между модулями, по каналам между крайними модулями и боковыми стенками корпуса [3], а в горизонтальном направлении — между зоной модулей и верхней и нижней стенками корпуса. При этом не учитывается конвективный теплообмен в кабельном канале и в канале между передней крышкой корпуса и лицевыми панелями модулей.

В результате расчета по программам П1 и П2 выявлен перегрев модулей относительно температуры окружающей среды и получены значения поля скоростей воздушного потока и расхода воздуха в каналах.

На рис. 2 графически показано распределение температуры нагрева модулей (АТ) относительно температуры Тср при Рг = 8 Вт для блока с передней крышкой (рис. 2, а) и без нее (рис. 2, б): кривая 1 соответствует расчету по программе П2, а кривые 2 и 3 отражают результаты моделирования (программа П1) соответственно при открытом и закрытом кабельном канале (при ширине канала между модулями 15 мм). Значения АТ, п2 (рассчитанные по программе П2) мало различаются для блока с передней крышкой и без нее. При этом АТг, П1 > АТ], П2 = 17 % для блока без крышки и АТг, П1 < АТг, П2 = 5 % для блока с передней крышкой; наличие крышки увеличивает перегрев модулей (по программе П1 — на 20 %). Массовый расход воздуха в каналах между модулями (для обоих конструктивов) остается на уровне 0,0001 кг/с (по программе П2) и на уровне 0,0002 кг/с (по программе П1).

а)

Т — т

* г * ср? ^

45

40

35 30

25 20

и е-) е-5 „3

> и 1 И

,2

б)

0 2 4 6 8 10 12 14 N

т — Т °С

1 г 1 ср? ^

40

35

30

25

20

1

г -> , / 3

у/ г/ > *—У ч Ч

2 N

0

2

8

10

12 14 N

4 6 Рис. 2

При моделировании блока без передней крышки выявлено, что в каналах между модулями в зоне, прилегающей к их лицевым панелям, движение воздуха направлено вниз. При

этом образуется область циркуляции воздуха, которая захватывает в среднем 30 % площади модуля (рис. 3).

Для вычисления средних значений массовых расходов воздуха в каналах была проведена серия расчетов при следующих диапазонах изменения параметров: мощность тепловыделений модуля — от 4 до 16 Вт; ширина кабельного канала — от 0 до 0,03 м; ширина верхнего канала — от 0,01 до 0,07 м; ширина нижнего канала — от 0,01 до 0,04 м. Расход воздуха, поступающегося снизу в канал между модулям, распределяется следующим образом: 30 % поступает сверху в кабельный канал, 70 % — в направлении соседних каналов.

Было также проанализировано влияние ширины канала между модулями на величину перегрева центрального модуля при неизменной мощности всего блока. Моделирование показало, что с увеличением расстояния между модулями изменяется характер пространственного распределения скорости воздуха в каналах, в частности увеличивается область циркуляции.

В блоке с передней крышкой при закрытом кабельном канале выявляются две области циркуляции в канале между модулями: в одном случае воздух циркулирует в зоне лицевой панели модуля, в другом — в зоне кросс-платы. Результаты расчета перегрева модулей по существующей методике [1] являются заниженными на 5 % для блоков с передней крышкой и завышенными на 20 % для блоков без передней крышки, что обусловлено принятыми допущениями при расчете параметров движения воздуха в каналах РЭА.

В заключение отметим, что учет особенностей движения воздуха в каналах радиоэлектронного аппарата позволяет повысить точность расчетов.

1. Дульнев Г. Н., Парфенов В. Г., Сигалов А. В. Методы расчета теплового режима приборов. М.: Радио и связь, 1990.

2. Дульнев Г. Н. Тепло- и массообмен в РЭА. М.: Высш. школа, 1984.

3. ИдельчикИ. Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Машиностроение, 1975.

Центральный модуль

Рис. 3

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Экспериментальное исследование динамики теплообмена через ограждающую конструкцию 45

Даниил Александрович Данилов Владимир Иванович Егоров

Светлана Викторовна Фадеева —

Александр Васильевич Шарков —

Сведения об авторах ФГУП „Аврора", Санкт-Петербург; инженер

канд. техн. наук, доцент; Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, кафедра компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга; E-mail: [email protected]

студентка; Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, кафедра компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга д-р техн. наук, профессор; Санкт-Петербургский государственный университет информационных технологий, механики и оптики, кафедра компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга; E-mail: [email protected]

Рекомендована кафедрой компьютерной теплофизики и энергофизического мониторинга СПбГУ ИТМО

Поступила в редакцию 07.12.09 г.

УДК 536.2:536.5:53.087

К. С. Костенко, Г. Н. Лукьянов, Д. С. Петров

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ДИНАМИКИ ТЕПЛООБМЕНА ЧЕРЕЗ ОГРАЖДАЮЩУЮ КОНСТРУКЦИЮ

Рассмотрены особенности теплообмена через ограждающие конструкции зданий и сооружений в статическом и динамическом режимах. Приведены результаты экспериментов по измерению колебаний температуры вне и внутри здания и анализ их взаимосвязи.

Ключевые слова: ограждающая конструкция, теплообмен, тепловая инерция, спектральная плотность мощности, фазовый сдвиг.

Экспериментальное исследование теплообмена через ограждающую конструкцию (ОК) является основой для решения задач контроля качества тепловой изоляции и оценки тепловой эффективности зданий и сооружений.

Существующие методики оценки тепловой эффективности базируются на стационарных методах, основная суть которых состоит в следующем. Для рассматриваемой задачи тепловая схема процесса теплопередачи может быть представлена как одномерная задача теплопроводности через плоскую многослойную стену: схема процесса представлена на рис. 1, где Q — тепловой поток, проходящий через ограждающую конструкцию; 7], 72,..., Тп — температура на границе 1-го, 2-го, ..., п-го слоя ОК; 7^ 2 — температура окружающей среды при различных погодных условиях; Гвнп — температура воздуха внутри помещения; §1,§2,..., 5п —

толщина 1-го, 2-го, ..., п-го слоя ОК

Уравнение для определения теплового потока имеет следующий вид:

Q = Ту^Гп+1 Б,

^ п

I Я

1=1

п п §.

где I Я. = I — — суммарное термическое сопротивление п слоев ОК; £ — площадь ОК;

.=1 .=1 к

, К. — толщина и коэффициент теплопроводности материала .-го слоя ОК соответственно.