Оценка тепловых режимов приемопередающего модуля активной фазированной антенной решетки Текст научной статьи по специальности «Физика»

Sajek Daiva, lecturer, Head of department, daiva. sajekago. kauko. It, Lithuania, Kaunas, Kauno kolegija,

Kartasheva Olga Alexeevna, candidate of technical sciences, docent, okartashe-va@bk.ru, Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University, Higher school of Printing and Media industry,

Andreev Yury Sergeevich, doctor of technical sciences, professor, an-dreev. yury. samail. ru., Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University, Higher school of Printing and Media industry

УДК 621.396

ОЦЕНКА ТЕПЛОВЫХ РЕЖИМОВ ПРИЕМОПЕРЕДАЮЩЕГО МОДУЛЯ АКТИВНОЙ ФАЗИРОВАННОЙ АНТЕННОЙ РЕШЕТКИ

А.В. Бабайцев, Д. Л. Венценосцев, Л.Н. Рабинский, В.П. Радченко

Рассматриваются тепловые режимы элементов электронной аппаратуры активной фазированной антенной решетки (АФАР), а именно приемопередающего модуля (ППМ), основными тепловыделяющими элементами которого являются выходные усилители мощности (ВУМ) и вторичные источники питания (ВИП). Для данных элементов производится тепловой расчет при экстремальных условиях эксплуатации для температуры окружающей среды +50 и -50 °С. Для повышенной температуры рассматривались два варианта конструктивного исполнения ВУМ ППМ и по итогам расчета выбран наилучший.Для повышенной температуры окружающей среды проводился аналитический расчет и численный, методом конечных элементов. Для пониженной температуры окружающей среды проводился расчет только методом конечных элементов. Предварительно были получены все необходимые данные для моделирования условий работы ППМ при экстремальных условиях эксплуатации. Для основных тепловыделяющих элементов был произведен расчет методом конечных элементов. По результатам вычислений сделана оценка тепловых режимов приемопередающего модуля.

Ключевые слова: тепловые режимы, АФАР, ВУМ, охлаждающая жидкость.

Тепловые режимы электронной аппаратуры активной фазированной антенной решетки (АФАР) крайне важны не только для стабилизации её функциональных характеристик, но и для повышения ее надежности. Так, при повышении температуры на десять градусов в полупроводниковых приборах среднее время наработки на отказ уменьшается примерно на порядок [1, 3]. Для обеспечения высокой надежности АФАР, в особенности передающих, ключевое значение имеет система терморегулирования, которая должна поддерживать рабочую температуру на корпусах приборов не выше заданной исходя из заданных требований к надежности АФАР [1-3].

Одной из основных задач является выбор тепловых режимов приемопередающего модуля (ППМ). Основными тепловыделяющими устройствами ППМ с шестнадцатью приемопередающими СВЧ каналами являются шестнадцать выходных усилителей мощности (ВУМ) и четыре вторичных источников питания (ВИП) (рис. 1).

Расчет проводился с целью оценки максимальной температуры теп-лоотдающих поверхностей микросхем ВУМ и ВИП при экстремальных условиях эксплуатации, соответствующих температуре окружающей среды +50 и -50 °С.

3 2 1

Рис. 1. Схема размещения каналов охлаждения ППМ на основе методики численных исследований: 1 - ППМ; 2 - каналы охлаждения ВУМ;3 - каналы охлаждения ВИП;

4,6 - раздающие коллектора; 5,7 - собирающие коллектора

Мощность, рассеиваемая микросхемой ВУМ и одним ВИП, равняется 11,27 и 6,263 Вт. При анализе теплового режима микросхем ВУМ за расчетную температуру жидкости принималась максимальная температура жидкости на выходе из каналов охлаждения в собирающий коллектор.

Рассматривались два варианта конструктивного исполнения ВУМ

ППМ.

В первом варианте микросхемы с помощью клея БМ6030Ик с толщиной слоя 30 мкм установлены на малых поддонах с размерами 5,1x6,4x1,5 мм, выполненных из сплава МБ-50 КРПГ.740111.001ТУ. Малый поддон с помощью клея БМ6030Ик с толщиной слоя 30 мкм установлен в углублении одного из двух больших поддонов с размерами 17,8x40x2 мм, выполненных из меди марки М1. В каждом большом поддоне имеются сквозное отверстие прямоугольной формы с размерами 4,2x18,2 мм под установку разъема. Зоны контакта больших поддонов с корпусом ППМ заполнены пастой КПТ-8 по ГОСТ 19783-74 с толщиной

366

слоя 40 мкм [6]. Корпус ППМ с толщиной стенки 1,7 мм выполнен из алюминиевого сплава марки Д16. Чистота обработки контактирующих поверхностей корпуса ППМ и каналов охлаждения соответствует восьмому классу. При этом в зоне их контакта находится воздух при атмосферном давлении. Ширина зоны прилегания канала охлаждения и корпуса ППМ составляет 30 мм. Материал каналов охлаждения - нержавеющая сталь марки 12Х18НТ.

Второй вариант конструктивного исполнения ВУМ ППМ отличается от первого тем, что:

- малые поддоны имеют размер 5,1x6,4x2,65 мм, выполнены из меди марки М1 и припаяны к большим поддонам с помощью припоя ПСр2;

- размеры больших поддонов 17,8x81x1,35 мм;

- сквозные отверстия в больших поддонах отсутствуют;

- толщина стенок корпуса ППМ в зоне размещения ВУМ составляет 3 мм.

Размеры теплоотдающих поверхностей каждого из ВИП составляют 50x80 x0,7 мм. Зоны их контакта с корпусом ППМ заполнены пастой КПТ-8 с толщиной слоя 40 мкм. Толщина стенок корпуса ППМ в зоне размещения ВИП принималась равной 3 мм. Физико-механические свойства алюминиевого сплава марки Д16:

- коэффициент теплопроводности Хал = 117 Вт- м-1- град-1;

- модуль упругости Еал = 7,1-1010 Па.

Физико-механические свойства стали марки 12Х18Н10Т:

- коэффициент теплопроводности Хст = 14,5 Вт- м-1-град-1;

- модуль упругости Ест = 1,96-Ю11 Па.

Коэффициент теплопроводности меди марки М1 = 400 Вт- м-1- град-1, клея БМ6030Нк Хкл = 60 Вт- м-1-град-1, сплава МБ-50 Хсп = 235 Вт- м-1-град-1, а пасты КПТ-8 = 0.8 Вт-м-1-град-1. Коэффициент теплопроводности воздуха в зоне контакта поверхностей корпуса ППМ и каналов охлаждения Хв = 2,9-10-2 Вт- м-1- град-1.

Расчетное удельное давление в зонах контакта поверхностей корпуса ППМ и стенок каналов охлаждения ВУМ Руд. вум = 2-105 Па. Расчетное удельное давление в зонах контакта поверхностей корпуса ППМ и стенок каналов охлаждения ВИП Руд. вип = 3-105 Па.

Расчетные теплофизические параметры охлаждающей жидкости:

-3

- плотность рж = 1058 кг-м ;

- удельная теплоемкость жидкости Срж = 2986,1 Дж- кг-1- град-1.

- коэффициент теплопроводности Хж = 0,347 Вт- м-1-град-1;

- коэффициент кинематической вязкости уж = 1,877-10-6 м2-е-1;

- критерий Прандтля Ргж = 17,1.

Температура на микросхемах выходных усилителей мощности не должна превышать 75 °С, а на вторичных источниках питания 70 °С для температуры 50 °С.

При расчете на пониженную температуру в первом приближении примем среднюю температуру жидкости в каналах охлаждения равной -12,5 °С. Расчетные теплофизические параметры охлаждающей жидкости при данной температуре:

- плотность рж = 1107,5 кг-м ;

- удельная теплоемкость жидкости Срж = 2678,5 Дж- кг-1- град-1;

- коэффициент теплопроводности Хж = 0,323 Вт- м-1-град-1;

_5 2 _1

- коэффициент кинематической вязкости уж = 2,948-10 м -о ;

- критерий Прандтля Ргж = 270,98.

Расчет температурных режимов для температуры -50 °С проводился применительно к ВУМ, расположенным в зонах выхода жидкости из восходящих ветвей каналов охлаждения, а ВИП - в начале зон восходящих ветвей каналов охлаждения. Рассматривались ВУМ, выполненные по первому конструктивному варианту. При расчете теплового режима ВИП принималось, что тепловой контакт стенок каналов охлаждения с корпусом ППМ в зоне входа жидкости в собирающие коллектора отсутствует. Методика численных исследований

Суммарная мощность, рассеиваемая ВУМ ППМ секции полотна

АФАР,

Овум Пппм ^ппм. вум , (1)

где Пдпм - общее число ППМ в секции полотна АФАР; Qппм. вум - мощность, рассеиваемая ВУМ ППМ, Вт.

Суммарная мощность рассеиваемая ВУМ для 128 ППМ равна 23084 Вт, а для рассеиваемая ВИП - 3206,4 Вт. Расчетная максимальная температура охлаждающей жидкости определяется по формуле

т — т +__Он__+__^ум

ж. тах ж. вых Т/ \Г Г* ? (2)

Рж

ж. сотр г ж Рж ж. вум г ж

где Тж. вых - температура жидкости на выходе из ТБ, °С; Уж. вум - суммарный объемный расход жидкости через П-образный коллектор с каналами

3 -1

охлаждения ВУМ, м • с .

Расчетная максимальная температура охлаждающей жидкости равна 63,84 °С при 50 °С и -10,43 °С при -50 °С для ВУМ и 63,26 °С при 50 °С и -12,88 °С при -50 °С для ВИП.

Коэффициент теплоотдачи от внутренних поверхностей каналов охлаждения к потоку охлаждающей жидкости определяется по формуле

а = , Мы = 0,012(Яеж87к - 280)Ргж04

1 +

( 2£>

г. к

Ч у

(3)

где ш - критерий Нуссельта; 1ж - коэффициент теплопроводности охлаждающей жидкости; д к - гидравлический диаметр канала, м.

Коэффициент теплоотдачи от внутренних поверхностей каналов для ВУМ равен 5047,4 Вт- м-2-град-1при 50 °С и 496 Вт-м-2-град-1при -50 °С, а для ВИП - 447,6 Вт-м-2-град-1при 50 °С и 405 Вт- м-2-град-1при -50 °С.

368

0.667

Л

Согласно ранее полученным данным гидравлического расчета критерий Рейнольдса потока жидкости в каналах охлаждения равен Кеж. к = 7920,5, а т.к. 2300 < Яеж. к < 104, то имеет место теплоотдача при переходном режим течения [4], тогда критерий Нуссельта равен 82,87 при 50 °С и 7,14 при -50 °С.

Коэффициент теплопередачи будем оценивать в зонах контакта стенок каналов охлаждения и корпуса ППМ по методике, приведенной в

[5].

Приведенный модуль упругости и приведенный коэффициент теплопроводности для случая контакта разнородных материалов определяются по формулам

2Е Е . . 21 1

т^ __ст ал • 0 __ст ал

пр~ Е + Е ' пр~ 1 +1 ' (4)

ст ал ст ал

При расчетной средней высоте микронеровностей на контактных поверхностях Иср = 1,6-10-6 м коэффициент Вп, характеризующий геометрические свойства контактирующих поверхностей, равняется 25.

Термическое сопротивление фактического контакта определяется по формуле

Я - Ю"4

Ям- ^ (5)

2,121

В р

П-Т

пг уд. вум

Е

пр

Тогда термическое сопротивление фактического контакта для ВУМ

2 —1 2 —1 равно 5,2059 10"3м градВт , а для ВИП- 3,7638 10-3м градВт .

Значение коэффициента заполнения профиля неровностей т при заданном виде обработки поверхностей равняется 0,58, а коэффициент ё, характеризующий влияние микронеровностей при контакте поверхностей, равняется 1,55.

Тогда термическое сопротивление межконтактной среды

2кр (1 - т) Л

1 ■ (6)

Коэффициент теплопередачи в зонах контакта стенок каналов охлаждения и корпуса ППМ

, =

ст к = Ям + яср (7)

2 _1

Тогда коэффициент теплопередачи равняется 1,4113 104 Вт-м- • град

2 _1

для ВУМ, а для ВИП - 1,4651 Вт м- • град .

В силу симметрии конструкции рассматривались расчетные модели, содержащие один канал ВУМ. При этом модели включали лишь часть стенки канала охлаждения, непосредственно контактирующую с корпусом ППМ.

В расчете принималось, что:

- на теплоотдающей поверхности микросхемы ВУМ и ВИП заданы граничные условия второго рода (для ВУМ удельный тепловой поток равен 5,01 • 105 Вт м-2, а для ВИП 1,566-103 Вт м-2);

- на внутренних поверхностях фрагментов каналов охлаждения имеют место граничные условия третьего рода (коэффициент теплоотдачи от

-2 -1 -2 -стенок к жидкости для ВУМ 5047,4 Вт м • град , а для ВИП447,6 Вт м • град

1, и температура охлаждающей жидкости для ВУМ равна 63,84 °С, а для

ВИП - 63,26 °С).

Температурный режим микросхем ВУМ и ВИП, для рассмотренных вариантов, а также для условия при пониженной температуры, определяются методом конечных элементов. Расчет производят в ПО ЛдБуБ.

Результаты

Максимальная температура микросхем ВУМ при температуре окружающей среды 50 °С, выполненных по первому варианту, равняется 79,45 °С, а для второго варианта равняется 76,44 °С (рис.2). Таким образом, расчетная максимальная температура микросхем ВУМ превышает допустимое значение, равное 75 °С.

а б

Рис. 2. Результаты расчета температурного режима микросхем для первого (а) и второго (б) вариантов конструктивного исполнения ВУММКЭ при температуре окружающей среды 50 °С

Очевидно, что согласно данным теплового расчета ТБ требуемый температурный режим микросхем ВУМ, выполненных по первому варианту, будет обеспечен при температуре окружающей среды, равной 45 °С, а по второму варианту - 48 °С.

При этом расчетная максимальная температура охлаждающей жидкости при температуре окружающей среды 45 °С будет равна 58,76 °С, а при температуре охлаждающей среды 48 °С, температура охлаждающей жидкости будет равна 61,1 °С.

Окончательные результаты расчета максимальной температуры микросхем Тм. max, максимальной средней температуры теплоотдающих поверхностей микросхем Тм. ср, а также поперечных перепадов температуры между микросхемами и внутренними стенками каналов охлаждения ДТм. к и внутренними стенками каналов охлаждения и охлаждающей жидкостью ДТк. ж в зонах максимальной температуры микросхем в зависимости от температуры окружающей среды Тср приведены в таблице.

Результаты расчета температурных режимов ВУМ

Конструктивный вариант Т °C Т ср? ^ Т °C Тж. max Т °C Тм. max Т °C Тм. ср ДТ °C ДТм. к? ^ ДТ °C ДТк. ж

Первый 45 58,76 74,37 73,74 10,50 5,11

50 63,84 79,45 78,82 10,50 5,11

Второй 48 61,81 74,41 74,15 8,69 3,91

50 63.84 76,44 76,18 8,69 3,91

Результаты расчета температурного режима ВИП, полученные с использованием метода конечных элементов, приведены на рис. 3.

Рис. 3. Результаты расчета температурного режима ВИП МКЭ при температуре окружающей среды 50 °С

371

Из данных расчета следует, что максимальная температура тепло-отдающих поверхностей ВИП составляет 68,96 °С, что не превышает заданного значения, равного 70 °С.

Результаты расчета максимальной температуры микросхем ВУМ, выполненных по первому варианту, и ВИП в стационарном тепловом режиме ППМ при температуре окружающей среды, равной -50 °С, полученные с использованием метода конечных элементов, приведены на рис.3 и 4. Температура теплоотдающих поверхностей ВУМ при окружающей среде -50 °С составляет -10,43 °С, а для ВИП -10,43 °С.

Рис. 4. Результаты расчета температурного режима микросхем ВУМ МКЭ при температуре окружающей среды -50 С

Рис. 5. Результаты расчета температурного режима микросхем ВИП МКЭ при температуре окружающей среды -50 С

372

Заключение

Из данных расчета следует, что при принятых допущениях максимальная температура микросхем ВИП при температуре окружающей среды, равной 50 °С, температура равняется 68,96 °С, что не превышает заданного значения, равного 70 °С. При этом температура для микросхем ВУМ, выполненных по первому и второму вариантам, составляет соответственно 79,45 и 76,44 °С, что превышает заданное значение, равное 75 °С. Из проведенного анализа следует, что заданное значение температуры микросхем ВУМ, выполненных по первому варианту, обеспечивается при температуре окружающей среды 45 °С, а по второму варианту - при температуре окружающей среды 48 °С. Из рассматриваемых двух вариантов конструктивного исполнения ВУМ ППМ очевидным выбором является первый вариант. Учитывая, что на процесс разогрева конструктивных элементов ППМ и СОТР существенное влияние оказывает их теплоемкость, значения максимальных температур практически будут ниже.

Снижение температур микросхем ВУМ возможен путем уменьшения температурных перепадов между теплоотдающими поверхностями каналов охлаждения и теплоносителем, что требует увеличения расхода охлаждающей жидкости. Более логичный выход - снижение поперечных перепадов температур между микросхемами ВУМ и внутренними стенками каналов охлаждения, которое может быть обеспечено путем конструктивных доработок ВУМ.

Список литературы

1. Вендик О.Г., Парнес М.Д. Антенны с электрическим сканированием. М.: Сайнс-Пресс, 2002.

2. Mailloux R.J., Phased Array Antenna Handbook - Second Edition, Artech House. Boston-London, 2005.

3. Кондратьев А.С., Балагуровский В. А.. Маничев А.О. Методы фазового синтеза нулей в диаграмме направленности фазированной антенной решетки при наличии случайных погрешностей исходных данных и ошибок управления амплитудно-фазовым распределением: тр. 4-й Всерос. конф. «Радиолокация и радиосвязь» // ИРЭ РАН. 2010. С. 556 - 561.

4. Гнилинский В. Вынужденная конвекция в каналах: справочник по теплообменникам / пер с англ., под ред. Б. С. Петухова, В. К. Шикова. М.: Энергоатомиздат, 1987. Т. 1.

5. Попов В.М. Теплообмен в зоне контакта разъемных и неразъемных соединений. М.: Энергия, 1971.

6. ГОСТ19783-74. Паста кремнийорганическая теплопроводная. Технические условия.

7. ОСТ 4Г 0.299.205-84. Теплообменники воздухо-воздушные, жид-костно-жидкостные и воздухо-жидкостные для систем охлаждения радиоэлектронной аппаратуры. Типы и основные параметры.

373

8. Идельчик И.Е. Справочник по гидравлическим сопротивлениям. М.: Машиностроение, 1975.

9. Идельчик И.Е. Аэродинамика промышленных аппаратов (подвод, отвод и равномерная раздача потока). М.: Энергия, 1964.

10. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление: справоч. пособие. М.: Энергоатомиздат, 1990.

11. Кеймах М. Я., Меркель Е. Ю., Сладкова Т. Н. Эмпирические зависимости теплофизических параметров воздуха от температуры // Вопросы радиоэлектроники. Сер. ТРТО, 1978, Вып. 1.

Бабайцев Арсений Владимирович асп., мл.науч.сотр., Ar7eny-f_i@,mail.ru, Россия, Москва, Московский авиациионный институт,

Венценосцев Дмитрий Львович, начальник отдела, Ar 7eny-f_i@,mail.ru, Россия, Москва, ПАО «Радиофизика»,

Рабинский Лев Наумович, д-р физ.-мат. наук, декан, Ar7eny-f_i@mail.ru, Россия, Москва, Московский авиациионный институт,

Радченко Валерий Петрович, зам. ген. директора, Россия, Ar 7eny-f_i@mail. ru, Москва, ПАО «Радиофизика»

ESTIMATION OF THERMAL MODES OF THE TRANSMIT-RECEIVEMODULE OF THE ACTIVE ELECTRONICALLY SCANNED ARRAY

A. V. Babaytsev, D.L. Ventsenostsev, L.N. Radinsky, V. P. Radchenko

In this paper, thermal regimes of the electronic equipment elements of the active electronically scanned array (AESA) are considered. Namely, the transmit-receive modules (TRM), the main heat release elements of which are output amplifiers and secondary power supplies . For these elements, in thermal calculation used extreme operating conditions for an ambient temperature of 50 ° C and -50 ° C. For the high ambient temperature, two versions of the design of the secondary power supplies of TRM were considered and based on the results of the selected best result. For an high ambient temperature, an analytical calculation was carried out and a numerical, finite element method. For a low ambient temperature, only the finite element method was used. Previously, all necessary data was obtained to model the operating conditions of the TRM in extreme operating conditions. For the main heat release elements, the finite element method was calculated. Based on the results of calculations, the evaluation of the thermal modes of the transmit-receive module was made.

Key words: temperature, AESA, secondary power supplies, coolant.

Babaytsev Arseniy Vladimirovich, postgraduate, Ar 7eny-f_i@,mail. ru, Russia, Moscow, Moscow Aviation Institute (National Research University),

Ventsenostsev Dmitriy Lvovich, head of department, Ar7eny-f i@mail.ru, Russia, Moscow, PJSC «Radiofizika»,

Rabinsky Lev Naumovich, doctor of physical and mathematical sciences, decan, Ar7eny-f i@mail.ru, Russia, Moscow, Moscow Aviation Institute (National Research University),

Radchenko Valeriy Petrovich, Deputy General Director, Ar 7eny-f i@mail.ru, Russia, Moscow, PJSC «Radiofizika»