Book5 (Конструирование РЭС - ред. А.С. Назаров), страница 6

203

Пример 5.4. По условиям примера 5.3 методом тепловой характери-
стики определить среднеповерхностную температуру корпуса блока.

В примере 5.3 для начального
перегрева корпуса Δ t_K' =10 °С была

Рис. 5.23. Тепловая характеристика
блока РЭС

найдена эквивалентная тепловая
проводимость «корпус — окружающая среда» σ'_Σ = 0,753 Вт/°С. Тепловой поток, который может рассеять поверхность корпуса блока, Р' = 0,753 • 10 = 7,53 Вт.

Тепловая характеристика блока
приведена на рис. 5.23. По характеристике для заданного теплового потока Р = 10 Вт находим Δt_K = 13,1˚С, t_K =60+13,1 = 73,1 °С.

Исследования показывают, что тепловые режимы РЭС характеризу-
ются достаточно высокой стабильностью и зависят от ряда факторов,
относящихся к самой конструкции (геометрических размеров, коэффициента заполнения, структуры нагретой зоны, значения теплового потока) и к условиям эксплуатации (температуры и давления окружающей среды).

Изучение влияния на показатели теплового режима определяющих
факторов с помощью физических и теоретических тепловых моделей
конструкции (при изменении этих факторов в широких пределах) по-
зволило установить закономерности, положенные в основу коэффици-
ентного метода расчета тепловых режимов конструкций РЭС опреде-
ленных классов.

Математической базой этого метода служат следующие выкладки.

Пусть для некоторой типовой конструкции при номинальных значе-
ниях определяющих параметров х ₀₁, х ₀₂, ..., х_0n тепловая характеристика имеет вид

t₀ = t₀(X₀₁, X₀₂, ..., X_0n) .

При бесконечно малых изменениях каждого параметра показатель
теплового режима получит приращение или в конечных приращениях

204

или в конечных приращениях

где A_i . коэффициент влияния параметрах x_0i на показатель теплового
режима; Δt_0i— приращение показателя теплового режима, обусловленное изменением параметра x_0i

Новое значение показателя теплового режима можно представить в

При условии, что Δ t _0i /t₀ <<1

Ввиду того что t₀ + Δt_0i=t_i,— показатель теплового режима при
изменении параметра х_0i ,а отношение t_i/t₀=K_i — парциальный ко-
эффициент показателя,

Так как одним из основных показателей теплового режима является
температурный перегрев, используемое в коэффициентном методе
расчетное соотношение записывается в виде

Начальное значение перегрева Δt₀ определяют по тепловой харак-
теристике для типовой конструкции. Тепловая характеристика строится в координатах Δt , поверхностная плотность теплового потока P_s =Р /S, где S — площадь поверхности теплообмена.

Значения коэффициентов K_i обычно даются в виде графиков зави-
симостей от того или иного определяющего параметра.

На рис. 5.24 приведены графики для определения коэффициентов
площади поверхности теплообмена конструкции K_s (а), степени черно-

205

Рис. 5.24. Графики для определения коэффициентов (а, б, в)
и тепловая характеристика типовой конструкции (г)

ты поверхности К_ε (б), давления окружающей среды К_н (в) и тепловая

характеристика типовой конструкции.

При использовании коэффициентного метода следует иметь в виду,
что область его применения ограничивается тем классом конструкций,
для которых определены коэффициенты.

Пример 5.5. Определить температуру корпуса блока РЭС, имеюще-
го размеры 0,176x0,095x0,072 м, при тепловом потоке Р = 16 Вт, давле-
нии окружающей среды Н = 760 мм рт. ст. и температуре окружающей
среды t _с = 20 ˚С. Корпус окрашен эмалевой краской ε _к = 0,92.

Площадь поверхности корпуса

S_К = 2(0,176• 0,095+0,176•0,072+0,095•0,072) = 0,0724 м².

206

Плотность теплового потока

P_S = P/S_K= 16/0,0724= 221 Вт/м ².

По тепловой характеристике рис. 5.24, г находим Δt₀ = 21,9 °С. Из
графиков (рис. 5.24, а, б, в) определяем K_S = 0,93, К_ε = 1.0, K_H=1.0.
Перегрев поверхности корпуса

Δt_K = Δt₀K_SK_εK_H=21,9•0,93• 1,0•1,0 = 20,4˚C.

Среднеповерхностная температура корпуса

t_K = t_c + Δt_k = 20 + 20.4=40.4°C.

5.3. Системы охлаждения конструкций РЭС

5.3.1. Классификация и эффективность систем охлаждения

Системой охлаждения называется совокупность устройств и конст-
руктивных элементов, используемых для уменьшения локальных и об-
щих перегревов.

Системы охлаждения принято классифицировать по способу пере-
дачи тепла, виду теплоносителя и характеру контакта теплоносителя и
источника тепла.

В зависимости от способа передачи тепла и вида теплоносителя си-
стемы охлаждения подразделяются на кондуктивные, воздушные, жид-
костные, испарительные, комбинированные.

В зависимости от характера контакта теплоносителя и источника
тепла'различают системы охлаждения прямого и косвенного действия.

Кроме того, все системы охлаждения принято делить на системы
общего и локального назначения, с замкнутым (теплоноситель цирку-
лирует в системе охлаждения) и разомкнутым (теплоноситель выбра-
сывается из системы охлаждения) циклами.

Воздушные системы охлаждения, в свою очередь, подразделяются
на системы естественного воздушного охлаждения, системы охлажде-
ния с естественной вентиляцией и системы принудительного воздуш-
ного охлаждения.

Жидкостные и испарительные системы охлаждения также делятся
на системы естественного жидкостного (испарительного) охлаждения
и системы принудительного жидкостного (испарительного) охлаждения.

Особый класс представляют собой системы охлаждения, основан-
ные на использовании эффекта Пельтье.

207

Эффективность систем охлаждения может быть оценена поверхно-
стной плотностью теплового потока, уносимого теплоносителем из
РЭС.

Для различных систем охлаждения плотность теплового потока ха-
рактеризуется величинами, представленными в табл. 5.7.

Таблица 5.7

Вид систем охлаждения	Плотность теплового потока Р S ,	Вт/см2
Естественное воздушное охлаждение	0,2
Принудительное воздушное охлаждение	1,0
\ Жидкостные системы охлаждения	20
Испарительные	200

5.3.2. Выбор способа охлаждения на ранних стадиях разработки

Ввиду того что способ (система) охлаждения в значительной мере
определяет структуру конструкции РЭС, уже на ранних стадиях разра-
ботки важно правильно выбрать способ охлаждения. Выбранный спо-
соб охлаждения должен обеспечить нормальный тепловой режим кон-
струкции РЭС.

Если в выборе способа охлаждения будет допущена ошибка, то труд
большого коллектива разработчиков окажется напрасным, а сроки раз-
работки конструкции и ее стоимость существенно возрастут. Посколь-
ку на ранних стадиях разработчики располагают минимальной инфор-
мацией о конструкции, то становится очевидной ответственность и од-
новременно сложность задачи выбора системы охлаждения.

Начальное представление о способе охлаждения можно составить
по данным табл. 5.7. Однако при решении практических задач выбор
системы охлаждения производится по графикам рис. 5.25, которые ог-
раничивают области целесообразности применения того или иного
способа охлаждения. Эти области построены по результатам обработки
статистических данных о показателях тепловых режимов реальных кон-
струкций РЭС, расчетов показателей тепловых режимов по тепловым
моделям и экспериментальных данных, полученных на макетах.

Исходными данными для выбора системы охлаждения служат:

тепловой поток Р, рассеиваемый конструкцией;

диапазоны возможного изменения температуры окружающей среды

t _{с min} ….t _{с mах}
пределы изменения давления окружающей среды Н_тах.. • H_min;

допустимые рабочие температуры элементов t _эi;

208

Рис. 5.25. Диаграмма выбора системы охлаждения
геометрические размеры корпуса конструкции L_X , L_Y , L_Z , :

коэффициент заполнения объема конструкции k _З;

время непрерывной работы конструкции τ.

Перечисленные исходные данные, за исключением коэффициента
заполнения конструкции, обычно указываются в техническом задании
на разработку и известны. Коэффициент заполнения может быть вы-
бран на основе опыта конструирования подобных РЭС.

Поскольку графики рис. 5.25 справедливы лишь для стационарного
режима, то необходимо знание времени непрерывной работы для опре-
деления режима.

Пределы изменения давления окружающей среды задают условия,
при которых тепловой режим является наиболее тяжелым.

Основным показателем, определяющим области целесообразного
применения способа охлаждения на рис. 5.25, служит плотность тепло-
вого потока

P_S=PK_H/S_K

где K_H— коэффициент, учитывающий давление окружающей среды;
S_K=2[L_XL_Y+(L_X+L_Y)L_ZK₃]—площадь поверхности теплообмена.

Вторым показателем является допустимый перегрев в конструкции

Δt_доп = t_{Э min}-t_C

где t_{Э min} — допустимая рабочая температура наименее теплостойкого
радиоэлемента; t _c — температура окружающей среды.

209

Для естественного воздушного охлаждения t _с = t _{с шах}, т.е. соответ-
ствует максимальной температуре окружающей среда, заданной в ТЗ.
Для принудительного охлаждения t _с = t_ВХ, т.е. соответствует темпера-
туре воздуха (жидкости) на входе системы охлаждения.

Значения Р_S и Δt являются координатами точки, попадающей в одну из областей на рис. 5.25, каждой из которых соответствует один или
несколько способов охлаждения.

Незаштрихованные области на рис. 5.25 относятся к следующим
способам охлаждения: 1 — естественное воздушное, 3 — принудитель-
ное воздушное, 5 — принудительное жидкостное, 9 — принудительное
испарительное.

Заштрихованные области допускают использование нескольких
• способов охлаждения: 2 — естественное и принудительное воздушное,
4 — принудительное воздушное и жидкостное, 6 — принудительное
жидкостное и естественное испарительное, 7 — принудительное жид-
костное, принудительное и естественное испарительное, 8 — естест-
венное и принудительное испарительное.

Графики на рис. 5.25, соответствующие Δt> 100°С, используются
для выбора способа охлаждения больших элементов (трансформато-
ров, дросселей, транзисторов на радиаторах и т.п.), поскольку допусти-
мые температуры их поверхностей относительно высоки. Нижняя часть
диаграммы применяется для выбора способа охлаждения блоков и уст-
ройств РЭС.

Если показатели Р _Sи Δt _доп для конкретной РЭА (ЭДЭА) попадают в

незаштрихованные области рис. 5.25, то способ охлаждения определяется однозначно.

Для заштрихованных областей, где возможно использование двух или
трех различных способов охлаждения, задача выбора того или иного спо-
соба усложняется. Чтобы найти правильное решение, необходимо вос-
пользоваться вероятностными кривыми, которые связывают показатели
Р _S , Δt _ДОП и вероятности обеспечения заданного теплового режима при

различных условиях теплообмена. Для области 2 (воздушное охлажде-
ние) вспомогательные вероятностные графики приведены в [61].

Если геометрические размеры конструкции не заданы, то площадь
поверхности теплообмена можно найти приближенно, используя све-
дения об элементной базе конструкции и коэффициенты дезинтегра-
ции массы или объема. Задача сводится к ориентировочному определе-
нию объема конструкции, через который вычисляется площадь поверх-
ности. Один из возможных путей решения задачи состоит в следую-
щем: через массу радиоэлементов m _эл и коэффициент дезинтеграции

210

массы находят массу конструкции т_K =q_m•m_ЭЛ затем определяют
объем конструкции V_K = m _K /m ₀, где m ₀ — плотность конструкции, и

площадь поверхности корпуса S_K=6(V_K)^2/3 . Если известны данные о
суммарном установочном объеме радиоэлементов V_ЭЛ, то объем конст-
рукции V_K = q _VV_эл, где q _v— коэффициент дезинтеграции объема.

5.4. Особенности конструкций РЭС
с кондуктивными системами охлаждения

Кондуктивные системы охлаждения основаны на контактном спосо-
бе передачи тепла за счет теплопроводности элементов конструкции.

Структурная схема цепи теплопередачи в кондуктивной системе ох-
лаждения приведена на рис. 5.26. Тепло, выделяемое источником, че-
рез неразъемный тепловой контакт передается на теплоотвод (тепло-
вую шину), с которой через тепловой разъем поступает на тепловой
сток.

Рис. 5.26. Структура кондуктивной цепи теплопередачи

В идеальной кондуктивной системе теплоемкость стока должна
быть бесконечно большой. Поскольку такие теплостоки не реализуемы
практически, в реальных конструкциях РЭС кондуктивные цепи тепло-
передачи, как правило, заканчиваются теплообменниками, отдающими
тепло окружающей среде или другому теплоносителю.

Высокая эффективность кондуктивных систем охлаждения дости-
гается при малом тепловом сопротивлении цепи теплопередачи между
источником тепла и окружающей средой. Поэтому при разработке кон-
струкций РЭС с кондуктивными системами охлаждения прежде всего
необходимо обратить внимание на тепловые контакты, конструкцию
тепловой шины и теплообмен с окружающей средой или иным тепло-
носителем в теплообменнике.

211

5.4.1. Моделирование тепловых контактов в кондуктивных цепях

Структура теплового контакта изображена на рис. 5.27. В контакте
тепло от нагретой поверхности к холодной передается теплопроводно-
стью фактического контакта 1 и среды
2, заполняющей микронеровности по-
верхностей. Эффективность теплопе-
редачи излучением ввиду малой разно-
сти температур между нагретой и хо-
лодной поверхностями низка. Поэтому
теплопередача излучением через среду
не учитывается.

Рис. 5.27. Контакт плоских

поверхностей:
1 — контакт; 2 — среда

Предполагается, что пятна фактиче-
ского контакта контактирующих повер-
хностей распределены равномерно по
всей поверхности контакта. Все пятна
имеют форму круга с одним и тем же
радиусом, не изменяющимся при изме-
нении нагрузки. Термическое сопро-
тивление окисной пленки на контактирующих поверхностях мало.
Тепловое сопротивление контакта

R_к = Р/Δt_к=1/(σ_м+σ_с), (5.42)

где Р — тепловой поток, протекающий через контакт; Δ t_K — разность
температур контактирующих поверхностей; σ_м — тепловая проводи-
мость, определяемая фактическими контактами; σ_с — тепловая прово-
димость среды.

Удельное (отнесенное к площади) сопротивление фактического
контакта

(5-43)

где φ— коэффициент стягивания теплового потока к пятнам фактиче-
ского контакта; λ_м = 2λ,₁λ-₂/(λ,₁λ₂) — эквивалентный коэффициент теплопроводности фактического контакта (λ₁ , λ ₂ — коэффициенты теплопроводности материалов); η = S _ФК/S _к— относительная площадь фактического контакта.

Определение параметров η и φ представляет собой сложную зада-
чу. Поэтому при расчете удельного сопротивления фактического кон-

0 8

такта R _{м. уд} находят отношение η/φ=(рВ/Е)^0.8 , где р — удельное

212

Рис. 5.28. График зависимости

коэффициента В от шероховатости

контактирующих поверхностей

давление в контакте; В — ко-
эффициент, характеризующий
геометрические свойства по-
верхностей; Е — модуль упру-
гости материала. Выражение
для отношения η/φ справед-
ливо для поверхностей с чис-
тотой обработки от 3-го до
10-го класса, материалов с мо-
дулем упругости Е > 10¹⁰ Па и
при относительных нагрузках
на контактных поверхностях

р/Е=5•10^-6...5•10^-4. Значение коэффи

циента В находят из графика рис.5.28.

После подстановки в формулу (5.43) выражения для η/φ формула
расчета удельного сопротивления фактического контакта принимает
вид

R_м.уд=10^-4-[2.12λ_M(рВ/Е)^0.8]^-1м²К/Вт.

Тепловая проводимость прослойки межконтактной среды σ _{с. уд} =

= λ_С/δ_экв , где λ_С — коэффициент теплопроводности среды; δ_экв=
=(h_СР1+h_СР2)(1-m_h) — эквивалентное расстояние между контактирующими поверхностями; h_СР1 и h_СР2 — средние высоты микронеровностей контактирующих поверхностей; т _h — коэффициент заполнения профиля микронеровностей.
Значение ( 1 -т _h ) находят с помощью графика рис. 5.29.

После того как величины R _{м. уд}

и σ_{С. УД} определены, можно найти тепловую проводимость контакта

σ_к = (1/R м.уд + σ_с._уд)Sк.
где S _к — площадь контакта.

Рис. 5.29. Зависимость коэффициента
(1 - m _h) от суммы средних высот микро-
неровностей

Таким образом, величина теп-
ловой проводимости контакта за-
висит от коэффициентов тепло-
проводности материалов контакти-
рующих поверхностей, теплофизи-
ческих свойств межконтактной

213

среды, качества обработки контактирующих поверхностей, удельного
давления в контакте и площади контакта.

Для металлических поверхностей удельная тепловая проводимость
контакта определяется физико-механическими свойствами материа-
лов, чистотой обработки контактирующих поверхностей и удельным

давлением. При удельном давлении более 2000 Н/см² , что характерно,
например, для резьбовых соединений, удельная тепловая проводи-
мость контакта практически не зависит от давления. Значения удель-
ной тепловой проводимости для некоторых контактирующих материа-
лов с шероховатостью поверхности R _z = 20 и удельным давлением в

контакте 1000 Н/см² приведены в табл. 5.8.

Таблица 5.8

Материал контактирующих пар	σуд•104, Вт/(м2∙К)
Медь — алюминий	12,5
Медь — медь	10
Медь — латунь	5,5
Медь — сплав Д16Т	5,0
Сплав Д16Т — сплав Д16Т	4,0
Сталь — медь	1,2
Сталь — сплав Д16	0,83
Сталь — сталь	1,5
Сталь — сталь (резьбовое соединение)	0,17
Металл — краска — металл	0,05
Металл — стекло	3... 6,4

Используя данные табл. 5.8, можно для приведенных пар контакти-
рующих поверхностей провести оценку тепловой проводимости контакта , как σ_К =σ_УД. •S_K где S_K — площадь поверхности контакта.

5.4.2. Конструкции контактов в кондуктивных системах охлаждения

Кондуктивные цепи передачи тепла содержат два вида тепловых
контактов: неразъемные и разъемные.

Неразъемные тепловые контакты характерны для конструкций фун-
кциональных ячеек и представляют собой звено теплопередачи от теп-
ловыделяющего элемента к теплоотводящей шине. Тепловой контакт
обычно обеспечивается за счёт пайки, сварки и склеивания мест соеди-

214

нений, а также с помощью заклепок и винтов. В последних случаях для
уменьшения теплового сопротивления рекомендуется заполнять кон-
такты теплопроводящими пастами (например, КПТ-8) или клеями, ис-
пользовать в контактах пластичные прокладки из меди, свинца и алю-
миния. Применение теплопроводящих паст эффективно при шерохова-
тости контактирующих поверхностей выше R _Z= 20 и позволяет снять

зависимость теплового сопротивления контакта от удельного давле-
ния.

В конструкциях функциональных ячеек на интегральных микросхе-
мах неразъемные тепловые контакты образуют корпуса микросхем с
теплоотводящими шинами.

Рис. 5.30. Установка микросхемы на
теплоотводящую шину

Вариант установки микросхемы в
корпусе типа 4 на теплоотводящую
шину показан на рис. 5.30, Теплоотво-
дящая шина 4 монтируется на печат-
ной плате 3 со стороны расположения
контактных площадок для пайки вы-
водов микросхем. Микросхема 1 при-
клеивается к шине, выводы микросхе-
мы распаиваются на контактные пло-
щадки 2 печатной платы. Материалом для теплоотводящих шин и кондуктивных теплостоков в виде металлических оснований служат сплавы алюминия, медь и ее сплавы. Применение теплоотводящих шин и металлических оснований позволяет снизить перегрев корпусов микросхем при естественном воздушном охлаждении конструкций приблизительно на (10...20)%. Для достиженияуказанного эффекта толщина шин и
оснований из сплавов алюминия должна быть не менее 1 мм, из меди и ее сплавов — не менее 0,5 мм.

Рис. 5.31. Установка микросхем на

металлические основания:
а — микросхема в корпусе типа 1;
б — микросхема в корпусе типа 4

Установка микросхем в корпусах
типов 1 и 4 на металлические основа-
ния производится согласно рис. 5.31.
Основание наряду с функцией кон-
дуктивного теплостока обычно вы-
полняет роль несущего элемента кон-
струкции. На основании закрепляется
печатная плата 2, пайка выводов мик-
росхем производится в отверстиях
(рис. 5.31,а) или окнах (рис. 5.31,6),
выполненных в основании. Как и в
случае с теплоотводящей шиной,

215

микросхемы для уменьшения теплового сопротивления между основа-
нием и корпусами устанавливаются на основании с помощью клея. Ве-
личина теплового сопротивления контакта зависит от теплопроводно-
сти клея. При увеличении коэффициента теплопроводности клея от
0,2 до 1,8 Вт/(м • К) перегрев микросхем, установленных на алюминие-
вых основаниях, снижается приблизительно на 10%, на медных основа-
ниях — на 23%.

Кондуктивные теплостоки в виде металлических рамок с планками
и оснований используются в конструкциях функциональных ячеек
цифровых РЭС на бескорпусных микросборках Микросборки закреп-
ляются на планках металлических рамок (конструкции односторонней
и сдвоенной функциональных ячеек) и основаниях (двухсторонняя
функциональная ячейка) с помощью клея.

В конструкциях СВЧ-узлов подложки микросборок выполняются из
материалов с высоким коэффициентом теплопроводности (поликор,
брокерит-9) и крепятся к основанию-теплоотводу или с помощью пай-
ки по металлизированной поверхности подложки, или одним из меха-
нических способов, обеспечивающих надежный тепловой электриче-
ский контакт.

Рис. 5.32. Фрагмент

конструкции СВЧ-устройства

на микросборках

Фрагмент конструкции СВЧ-устройст-
ва на микросборках приведен на рис. 5.32.
Бескорпусные СВЧ-микросборки 1 припа-
иваются к основанию — теплоотводу 3.
Мощный транзистор 2 размещается в спе-
циальном углублении непосредственно на
основании и закрепляется с помощью пай-
ки по металлизированной поверхности
подложки.

Разъемные тепловые контакты (тепло-
вые разъемы) обеспечивают сток тепла с
тепловых шин и металлических оснований

на теплообменник. В конструкциях РЭС с естественным воздушным охлаждением функции теплообменника выполняет корпус или элементы конструкции с развитой поверхностью (радиаторы). Включение теплового разъема создает непрерывную кондуктивную цепь теплопередачи «источник тепла — теп л о отводящая шина — тепловой разъем — корпус». Однако все разработанные и применяемые в конструкциях РЭС тепловые разъемы имеют недостатки: сложность конструкции, неудобство в эксплуатации, низкая производственная технологичность и др. Следует также иметь в виду, что использование тепловых разъемов ведет к ухудшению массогабаритных показателей конструкций РЭС.

216

Тепловые разъемы принято классифицировать по типу рабочего
элемента, замыкающего цепь теплопередачи от функциональной ячей-
ки 1 к теплообменнику 2 (рис. 5.33); рабочими элементами тепловых
разъемов служат ребро, паз, цилиндр, конус, клин и плоскость.

Рис. 5.33. Конструкция тепловых разъемов с рабочими элементами:
а — ребро; б — паз; в — цилиндр; г — корпус; д — клин; е — плоскость

Величина теплового сопротивления в разъеме определяется пло-
щадью поверхности теплопередачи (рис. 5.33, а), повышением точно-
сти соединения (рис. 5.33, б, в) и усилием сжатия поверхностей (рис.
5.33. г. д. е).

Пример реализации кондуктивной цепи теплопередачи в конструкции РЭС дан на рис. 5.34. На печатной плате 5 с двух сторон установлены теплоотводящие шины 4, на которых закреплены корпуса интегральных микросхем 3.Теплоотводящие шины соединены с ребристым тепловым разъемом 2. В ответной части разъема
предусмотрен канал 1 системы принудительного жидкостного охлаждения .Конструкция обладает низким тепловым сопротивлением по всей плате (0.3…0.45К/Вт) и обеспечивает возможность оператив

ной замены ячеек в устройствах.

Рис. 5.34. Конструкция ФЯ
с тепловым разъемом

217

5.4.3. Основы расчета радиаторов

В кондуктивных системах охлаждения функции теплообменников с
окружающей средой часто выполняют радиаторы — элементы системы
охлаждения с развитой поверхностью теплообмена. Поверхность теп-
лообмена радиаторов увеличивается за счет их оребрения. С поверхно-
сти ребер тепловой поток передается в окружающее пространство кон-
векцией и излучением. При этом величина теплового потока определя-
ется выражением

P =_ K_PS_PK(t-t_C),

где (_. — коэффициент теплопередачи; К_P — коэффициент эффективности ребра; S_р — площадь поверхности радиатора; t — среднеповерхностная температура радиатора; t _c — температура окружающей среды.

Эквивалентный коэффициент теплопередачи _. обусловлен кондуктивной теплопередачей через слой краски или покрытия на поверхности радиатора, а также конвективной теплопередачей и излучением с поверхности. Таким образом,

_.=1/(1/(_K +_Л)+_П/λ_П),

где а _к, а _л — коэффициенты теплопередачи конвекцией и излучением; λ_п — коэффициент теплопроводности покрытия; δ_п — толщина

покрытия.

Коэффициент эффективности ребра
характеризует температурный перепад по
высоте ребра h(рис. 5.35):

K_p = th(mh)/(mh),

где т = Va U/KF — параметр, характеризующий форму ребра (α =α_к + α _л , U

— периметр сечения ребра, λ — коэффициент теплопроводности материала ребра, F —площадь поперечного сечения ребра).

Если на поверхности нет оребрения,
то коэффициент эффективности ребра

Рис. 5.35. Ребристый радиатор
воздушного охлаждения

K_P=1

Конвективный коэффициент тепло-
передачи a _K определяется по критери-

218

алышм уравнениям (5.4) и (5.5). При этом характерный размер конст-
рукции радиатора L=b/2 , где b — расстояние между ребрами.

Для пластинчатого радиатора с вертикально ориентированными ре-
брами критерий Нуссельта рассчитывается по формулам:

при GrL/D<7

Nu = 0,64+ 0,023GrL/D при 7≤GrL/D<20;
Nu = 0,5(GrL/D) при GrL/D≥20,

где D — длина ребра радиатора (см. рис. 5.35).

Коэффициент теплопередачи излучением α_л находят по форму-
лам (5.33), (5.34) и (5.36).

Расчет радиаторов заключается в определении параметров конст-
рукции при заданном перегреве поверхности (проектный расчет) или в
определении перегрева поверхности при известных геометрических
размерах радиатора (поверочный расчет). Задача решается методом по-
следовательных приближений.

5.5. Тепловые режимы конструкций РЭС
с естественным воздушным охлаждением

Естественное воздушное охлаждение конструкций РЭС является
наиболее простым, надежным и дешевым способом охлаждения и осу-
ществляется без дополнительной затраты энергии. В конструкциях с
естественным воздушным охлаждением отсутствует конструктивная
избыточность, поскольку функции элементов системы охлаждения вы-
полняют элементы, образующие структуру конструкции. Однако эф-
фективность естественного воздушного охлаждения относительно
низка (см. табл. 5.7). Поэтому данный вид охлаждения может приме-
няться в конструкциях РЭС, работающих в облегченном тепловом ре-
жиме.

Передача тепла от конструкции окружающей среде осуществляется
конвекцией и излучением. Вывод тепла на корпус конструкции от внут-
ренних источников происходит за счет всех трех видов теплопередачи.

Различают две разновидности конструкций РЭС, в которых приме-
няется естественное воздушное охлаждение: конструкции с герметич-
ным для тепловых процессов кожухом и конструкции с перфорирован-
ным кожухом. Применительно к последним естественное воздушное
охлаждение называют естественной воздушной вентиляцией.

219

Процессы теплообмена конструкций с окружающей средой в значи-
тельной степени определяются их структурой. Поэтому все существую-
щие конструкции РЭС можно разделить на классы, для каждого из ко-
торых характерна тепловая модель и набор показателей, необходимых
для оценки теплового режима. Одним из признаков классификации мо-
жет служить структура нагретой зоны конструкции (расположение в
конструкции источников тепла). На основе этого признака произведена
классификация рассмотренных ниже конструкций РЭС.

5.5.1. Тепловое моделирование и расчет теплового режима
конструкций РЭС с источниками тепла, распределенными в объеме

К данному классу конструкций РЭС относятся конструкции блоков
книжного, веерного и разъемного типов. Общим для них является то,
что нагретая зона представляет собой объем, занимаемый собранными
в блок функциональными ячейками (ФЯ). Самая «горячая» точка кон-
струкций — центр нагретой зоны.

Схематическое изображение конструкции приведено на рис. 5.36, а.
Блок функциональных ячеек (нагретая зона) 1 размещен в корпусе 2 и
закреплен на корпусе с помощью установочных элементов (бобышек,
втулок, кронштейнов, угольников и др.) 3.

Рис. 5.36. Тепловая модель конструкции блока с объемной нагретой зоной:
а — схемотехническое изображение конструкции; б — тепловая схема

При построении тепловой модели принимаются следующие допу-
щения:

нагретая зона является однородным анизотропным телом;

источники тепла в нагретой зоне распределены равномерно;

поверхности нагретой зоны и корпуса — изотермические со средне-
поверхностными температурами t₃, t_{к вн}, t_кн соответственно.

Тепло от центра нагретой зоны с температурой t₃₀ теплопроводностью (эквивалентная тепловая проводимость σ₃) выводится на поверхность нагретой зоны.

220

С поверхности нагретой зоны посредством конвективной (σ_ЗК) и
лучевой (σ_ЗЛ3) теплопередачи через воздушные прослойки, теплопроводностью контакта «нагретая зона — установочные элементы» (σ_тк)и самих установочных элементов (σ_З.Г) тепло передается на внутреннюю поверхность корпуса. За счет теплопроводности стенок (σ _{с к} )тепло выводится на наружную поверхность корпуса,откуда конвекцией(α _{к к} ) и излучением (α_{к л}) переносится в окружающее пространство.

Тепловая схема, отражающая процесс теплообмена в конструкции, при-
ведена на рис. 5.36,6. Критериальной оценкой теплового режима конст-
рукций является температура в центре нагретой зоны t _З.О. Как следует из тепловой схемы рис. 5.36, б,

t_З.0=t_З+P/σ_З

t_К.ВН.= t_К.Н +P/σ_C.K.

t_К.Н =t_C+P/(σ_K.K+σ_К.Л.)

Здесь Р — тепловой поток, рассеиваемый конструкцией;

σ₃ — тепловая проводимость нагретой зоны от центра к ее поверх-
ности:

где λ_z — эквивалентный коэффициент теплопроводности нагретой зо-
ны по направлению z; l_x, l_y, l_z — приведенные геометрические раз-
меры нагретой зоны по соответствующим направлениям осей коорди-
нат; С — коэффициент формы нагретой зоны, определяемый по графи-
кам рис. 5.16;

σ _{3 к} — конвективно-кондуктивная тепловая проводимость между

нагретой зоной и внутренней стенкой корпуса:

где к _п — поправочный коэффициент на конвективный теплообмен в
условиях ограниченного пространства; λ, _В — коэффициент теплопро-

221

водности воздуха для среднего значения температуры воздуха в про-
слойке; l_СР — среднее расстояние между нагретой зоной и кожухом;

S ₃ — площадь поверхности нагретой зоны; S _{к вн} — площадь внутрен-
ней поверхности корпуса;

σ _{3 л} — тепловая проводимость теплопередачи от нагретой зоны к

внутренней стенке корпуса излучением:

где α _л — коэффициент теплопередачи излучением; σ _{т к} — тепловая

проводимость контакта между нагретой зоной и установочными эле-
ментами;

σ _{3 т}— тепловая проводимость установочных элементов:

где п — число элементов; λ — коэффициент теплопроводности мате-
риала; l— длина установочных элементов по направлению теплового
потока; S_CP — площадь средней изотермической поверхности, перпен-
дикулярной направлению теплового потока;
σ _{с к} — тепловая проводимость стенок кожуха;

где λ _{с к}— коэффициент теплопроводности материала корпуса; δ _{с к}—
толщина стенки; S _{к вн}, S _{к н} — площади внутренней и наружной повер-
хностей корпуса;

σ_кк— тепловая проводимость от наружной поверхности корпуса к

среде для конвективной теплопередачи:

σ_к.к = α_кS_к.н

где α _к — коэффициент теплопередачи; σ_кл=α_лS_кн — тепловая про-
водимость от наружной стенки корпуса к среде для теплопередачи из-
лучением; α _л — коэффициент теплопередачи излучением.

Расчет показателей теплового режима блоков может быть выполнен
методом последовательных приближений или тепловой характеристи-
ки. В ориентировочных расчетах для определения тепловой проводи-
мости ст ₃ от центра нагретой зоны к ее поверхности можно воспользо-
ваться [20] усредненными значениями эквивалентных коэффициентов

222

теплопроводности нагретой зоны: λ._х = λ,_z = 0,35 Вт/(м • К),
λ_Y, =0,09 Вт/(м • К). Оси координат Ох и Oz лежат в плоскости плат
функциональных ячеек, ось Оу — перпендикулярна плоскостям плат.

Для условий теплообмена в ограниченном пространстве коэффици-
ент теплопередачи излучением α_лз может быть принят равным

7 Вт/(м²-К).

Порядок расчета тепловой контактной проводимости σ _тк изложен в
разд. 5.4.1.

При малой толщине стенки (δ _{с к} = 1,5...2 мм) тепловым сопротивлением стенок корпуса, выполненного из металлических сплавов с высоким коэффициентом теплопроводности, обычно пренебрегают. Однако если используется корпус из пластмассы, то тепловую проводимость стенок σ _{с к} необходимо учитывать.

Для определения конвективного α _к и лучевого α_л коэффициентов

теплопередачи в условиях неограниченного пространства (теплообмен
между наружной стенкой кожуха и окружающей средой) можно вос-
пользоваться номограммами рис. 5.9 и 5.10.

5.5.2. Расчет собственного и наведенного перегрева

Перегрев любой точки или области конструкции является результа-
том взаимодействия источников тепла. Он складывается из собственно-
го и наведенного перегревов. Собственный перегрев определяется дей-
ствием источника тепла, расположенного в j-й точке при условии, что
остальные источники выключены. Наведенный перегрев обусловлен
действием всех источников тепла, кроме расположенного в j-й точке.

Для расчета собственного и наведенного перегревов тепловая мо-
дель должна быть детализирована до выделения отдельных источни-
ков тепла или групп источников. Решение задачи иллюстрируется на
примере блока разъемного типа, когда каждая функциональная ячейка
рассматривается как нагретая зона с распределенными в ней источни-
ками тепла. Данная модель позволяет рассчитывать собственный и на-
веденный перегревы функциональных ячеек и получать распределение
температуры внутри нагретой зоны блока.

Схематическое изображение конструкции блока приведено на
рис. 5.37.

В металлическом корпусе 1 размещено m функциональных ячеек,
собранных на корпусированных ИС. Каждая ячейка представляет собой
нагретую зону. Поверхности всех т нагретых зон — изотермические с

223

температурами t_3i. Высота i-й нагре-
той зоны h_3i = K_i3b + δ_П , где K_i3 —
коэффициент заполнения i-й функ-
циональной ячейки; b — шаг размещения ячеек в блоке; δ_п — толщина печатной платы.

Из-за малых воздушных зазоров
теплообмен между функциональны-
ми ячейками (2...3 мм) можно рас-
сматривать как процесс передачи
тепла теплопроводностью через ог-
раниченную многослойную стенку.

Рис. 5.37. Схемотехническое

изображение блока кассетной

конструкции

От плат функциональных ячеек к
корпусу и от корпуса к окружающей среде тепло передается конвекцией и излучением. Поверхности корпуса и функциональных ячеек (нагретых зон) принимают за изотермические со среднеповерхностными
температурами t_K и t_3i . Кроме того, считают, что функциональные
ячейки однотипны по конструкции, коэффициенты заполнения всех
плат одинаковы, воздушный зазор между ячейками b₁ , =b -h_3i постоя-
нен по всей площади платы.

Перегрев поверхности каждой ячейки складывается из собственно-
го перегрева Δ t., обусловленного действием только собственных источников тепла Р i и наведенного Δ t_{f H} в результате действия источников тепла всех ФЯ, кроме i-й.

Тепловые схемы блока для расчета собственного и наведенного пе-
регревов приведены на рис. 5.38 и 5.39 соответственно. На схемах приняты следующие обозначения: t _c — температура окружающей среды; Δ t _к — перегрев корпуса блока; t₃,-, Δ1₃,- — среднеповерхностная температура и перегрев i-й функциональной ячейки; R _σ0 — тепловое сопротивление воздушной прослойки между крайними ячейками и кожухом; R _σ — тепловое сопротивление между соседними ячейками; R _B тепловое сопротивление воздушных прослоек между торцевыми поверхностями ФЯ и кожухом.

Предполагается, что тепловой поток Р _i рассеиваемый нагретой зо-
ной i-й ФЯ, распространяется влево и вправо от ячейки.

При этом часть теплового потока, идущая в левую сторону, Р_iл об-
ратно пропорциональна тепловому сопротивлению левой от i-й функ-
циональной ячейки ветви Р_iл. Составляющая теплового потока, рас-

224

Рис. 5.38. Тепловая схема блока для расчета собственного перегрева:
а — исходная схема; б — преобразованная

Рис. 5.39. Тепловая схема блока для расчета наведенного перегрева

пространяющаяся в правую сторону, Р_iп обратно пропорциональна
тепловому сопротивлению правой ветви Р_iп (рис. 5.38, б).
Как следует из тепловой схемы рис. 5.38, а,

R_iл =[ R_(i-1)л(Rв + Rσ)+RвRσ]/(R(i-1)л + Rв). (5.44)

R _i.п = [(R_б+R_(i+1)п)R_в]/(R_в+R_б+R_{(i + 1)П}), (5.45)

гдеR_1л = R_б0, i=l, 2 т.

225

При известных значениях R i _л и R i_п собственный перегрев поверхности i-й ФЯ

Δt_i,. = Δt_ik + P_iR_iл.R_iп/(R_iл+ R_iп) (5-46)

где Δ t _{к — перегрев кожуха блока, обусловленный тепловым потоком

1-й функциональной ячейки.

Расчет наведенного перегрева производится по тепловой схеме
рис. 5.39. Тепловой поток s-й функциональной ячейки Р_S , распространяясь влево и вправо (Р_S=P_SJ1 + P_sn), определяет значения наведенных на соседних ячейках перегревов. Из схемы рис. 5.39

P_SJ1=(Δt_S - Δt_SK)/R_SЛ (5-47)

P_SП=(Δt_S - Δt_K)/R_SП (5.48)

Входящие в (5.47) и (5.48) тепловые сопротивления P_SJ1и P_SП рас-
считываются по формулам (5.44) и (5.45), собственный перегрев s-й
ячейки Δ t_s — по формуле (5.46).

Перегревы, наведенные на функциональные ячейки, расположен-
ные слева от s-й, определяются соотношениями:

Δt_S(S-1)=Δt_S-P_SЛR_σ;P*_(S-1)Л=(Δt_S(S-1)-Δt_SK)/R_B

P_(S-1)Л=P_SЛ- P*_(S-1)Л; Δt_S(S-2)= Δt_S(S-1)- P_(S-1)ЛR_σ;…

_…;P*_2Л= (Δt_S2-Δt_SK)/R_B; P_2Л = P_3Л-P*_2Л ; Δt_S1= Δt_S2-P_2ЛR_σ
Перегревы, наведенные на ФЯ, расположенные справа:

P*_SП=(Δt_S-Δt_SK)/R_B;P_(S+1)П= P_SП- P*_SП;

Δt_S(S+1)=Δt_S-P_(S+1)ПR_σ; P*_(S+1)П=(Δt_S(S+1)-Δt_SK)/R_B

P_(S+2)П= P_(S+1)П-P*_(S+1)П;…;P_mП= P_(m-1)П- P*_(m-1)П

Δt_Sm= Δt_S(m-1)-P_mПR_σ

226

Перегрев поверхности i-й функциональной ячейки с учетом собст-
венного и наведенного перегревов согласно принципу суперпозиции
можно найти как

Тепловое сопротивление R _{6 0} обусловлено конвективно-кондуктивной и лучевой теплопередачами через воадушную прослойку между
боковой поверхностью крайней платы и внутренней боковой стенкой
кожуха:

R_бО=Δy/(к_пλ_BS_cр + α_ЛS_ПЛΔу),

где Δ у — толщина воздушной прослойки; к _п — поправочный коэффициент на конвективную теплопередачу; λ_в — коэффициент теплопроводности воздуха; S_ср = 0,5(S_пл + S_стб) — площадь средней изотермической поверхности; S _ПЛ = l_плxl_пyx — площадь поверхности платы ФЯ; 1_ПЛХ, /_ПЛ2 — геометрические размеры платы; S _стб— площадь внутренней боковой стенки кожуха; α _л — коэффициент теплопередачи излучением.

Тепловое сопротивление R _B характеризует конвективно-кондуктив-

ную и лучевую теплопередачи между торцевой поверхностью функци-
ональной ячейки и внутренней поверхностью кожуха, охватывающей
торцевые поверхности ФЯ (нагретых зон):

R_в = Δ_X/(к_пλ_вS_ср + α_лS_iтΔ_х),

где Δ_x — средняя толщина воздушной прослойки между торцевой поверхностью нагретых зон и внутренней поверхностью кожуха; S_CP =
= 0,5(S_iT + S_КВН) — площадь средней изотермической поверхности;
S_iT = 2 h _3i(lплх +lплz) — площадь торцевой поверхности i-й нагретой
зоны; S _{к вн}— площадь внутренней поверхности кожуха, охватывающей
торцевые поверхности нагретых зон.

Тепловое сопротивление между соседними платами R _σ = b/λ_уS_пл,где λ_y, — эквивалентный коэффициент теплопроводности нагретой зоны блока по направлению y- Определение λ_y, производится в результа-

227

те моделирования нагретой зоны блока, состоящей из m функциональ-
ных ячеек, однородным анизотропным телом.

5.5.3. Тепловое моделирование и расчет теплового режима блоков
цифровых РЭС на микросборках

Блоки цифровых РЭС на микросборках обычно выполняются в виде
конструкций книжного типа (см. рис. 3.10). Нагретая зона микроблока
состоит из функциональных ячеек на металлических рамках, выполня-
ющих функции несущих элементов конструкции и кондуктивных теп-
лостоков.

Процессы теплообмена можно представить тепловой моделью кон-
струкций с источниками тепла, распределенными в объеме (см. разд.
5.5.1).

Однако при определении тепловой проводимости между центром и
поверхностью нагретой зоны а ₃ в конструкции ФЯ (рис. 5.40) свойство

«дальнего порядка» частично нарушается, поскольку не все элементы
конструкции имеют одинаковые геометрические формы и не выполня-
ется требование периодичности их размещения. Поэтому параметры
модели нагретой зоны в виде однородного анизотропного тела получа-
ют на основе выбора в качестве элементарной тепловой ячейки функ-
циональной ячейки микроблока (системы с «ближним порядком).

Рис. 5.40. Конструкция односторонней функциональной ячейки

Как видно из рис. 5.40, тепло по направлению х в конструкции ФЯ
передается преимущественно через боковые ребра жесткости рамки 1 и

228

печатную плату 3. Другие элементы конструкции, обладающие отно-
сительно высокими коэффициентами теплопроводности, включены
последовательно с воздушными прослойками (λ _в = 0,025 Вт/(м • К)).

Аналогичен механизм передачи тепла через элементы конструкции
ФЯ в направлении у. Основными цепями переноса тепла являются вер-
хнее 2 и нижнее 4 ребра жесткости рамки.

По направлению z тепло в пределах ФЯ передается через винты,
стягивающие ячейки в пакет, и через ребра жесткости рамки 1 и 2, по
которым осуществляется тепловой контакт между ячейками в пакете.

Таким образом, тепловые проводимости ФЯ по направлениям осей
координат:

σ_ЯХ=2λ_PS_P1/l_P1; σ_ЯY=λ_P(S_P3+S_P4)/l_P3

σ_ЯZ=λ_BHS_BH+λ_PS_KH.P)/l_BH

где λ_P — коэффициент теплопроводности материала рамки; Sp1,
Sp2 Sp3 — площади поперечного сечения соответствующих ребер
жесткости рамки; l_p1, l_p3 — длины ребер жесткости; λ, _вн — коэффициент теплопроводности материала стягивающих винтов; S _вн — суммарная площадь поперечного сечения винтов; S_КН— площадь теплово-
го контакта между рамками ФЯ; l _вн — длина винта в пределах рамки
или высота рамки.

Тепловые проводимости нагретой зоны по направлениям осей коор-
динат

σ_зx=mσ_ЯХ , σ_зy=mσ_ЯY , σ_зz=σ_ЯZ/m

где m— число функциональных ячеек в блоке.

Эквивалентные коэффициенты теплопроводности нагретой зоны по
направлениям координат:

l_X = σ_3Xl_X /lylz'> λy = σ_3y ly / lxlz> λz = σ_z lz / l_Xly

где l_x, l_y , l_z — геометрические размеры нагретой зоны по направлениям координат.

Эквивалентные размеры нагретой зоны для λ _z = λ₀, l_z0 = l _z:

229

Через отношения l_z/lxo и l_z/ly0 по графикам рис. 5.16 находят

коэффициент формы нагретой зоны С, после чего определяют тепло-
вую проводимость между центром и поверхностью нагретой зоны:

σ₃ = 4λzlxly/Clz.

5.5.4. Тепловое моделирование и расчет теплового режима

конструкций РЭС с источниками тепла,

расположенными в плоскости

Модель распространяется на конструкции блоков и модулей РЭС,
выполненных на одной плате, закрепленной на кожухе.

Упрощенное изображение конструкции приведено на рис. 5.41, а,
тепловая схема — на рис. 5.41, б. Особенностью таких конструкций яв-
ляется распределение источников тепла в одной плоскости. Механизм
теплообмена и тепловая модель в целом аналогичны конструкциям
РЭС с источниками тепла, распределенными в объеме (см. рис. 5.36, а).
Однако размещение тепловыделяющих элементов в плоскости дает

Рис. 5. 41. Тепловая модель конструкции блока с пленарной нагретой зоной:
а — упрощенное изображение конструкции; б — тепловая схема

возможность при оценке теплового режима ограничиваться расчетом
среднеповерхностной температуры нагретой зоны t₃, которая с неболь-
шой погрешностью может быть принята в качестве характеристики теп-
лового режима элементов. Структуры тепловых проводимостей на теп-
ловых схемах рис. 5.36, б и 5.41, б полностью совпадают.

5.5.5. Тепловое моделирование и расчет теплового режима
конструкций РЭС с естественной вентиляцией

Естественная вентиляция в конструкциях осуществляется за счет
перфорации кожухов, что обеспечивает естественное подтекание холодного воздуха к тепловыделяющим элементам и, тем самым, повышает эффективность теплообмена.

Интенсивность свободной конвекции с притоком воздуха извне ха-
рактеризуется коэффициентом перфорации

230

K_П=S_BX/(L₁ L₂)

где S_вх — суммарная площадь отверстий в нижней стенке кожуха на
входе в блок; L ₁, L ₂ — геометрические размеры стенки.

Обычно коэффициент перфорации К_п = 0,05...0,1. Входные и вы-
ходные отверстия в кожухе выполняются напротив нагретой зоны плат,
причем суммарная площадь выходных отверстий в 1,5—2 раза больше
S_BX

Показатели теплового режима блока с перфорированным кожухом
могут быть найдены, если известны показатели для блока с естествен-
ным воздушным охлаждением без притока воздуха:

Δt_зОЕВ = С_пΔt_зО; Δt_з.ЕВ = С_пΔt_з; Δt_к._ЕВ = С_п Δt_к

Δt _зОЕВ , Δt_зО , Δt_з._ЕВ , Δt_з , Δt_к._ЕВ , t_к— перегревы центра
нагретой зоны, поверхности нагретой зоны и поверхности кожуха для конструкций с перфорированным (ЕВ) и
глухим кожухом; С _п — поправочный

коэффициент, являющийся функ-
цией коэффициента перфорации.

График зависимости С _п от коэф-
фициента перфорации К_п приведен
на рис. 5.42.

Рис. 5.42. График для определения
поправочного коэффициента С „

Таким образом, конструкции бло-
ков с естественной вентиляцией мож-
но представить тепловыми моделями
блоков с глухими кожухами и после
расчета показателей теплового режима ввести поправку на естественную вентиляцию.

5.5.6. Тепловое моделирование конструкций с тепловыделяющими
элементами, размещенными на металлических основаниях

Данный класс объединяет конструкции аналоговых МЭА на микро-
сборках. Типичный представитель — конструкции в корпусах типа «пе-
нал». Упрощенное изображение конструкции приведено на рис. 5.43, а.

Бескорпусные микросборки 3 размещены на металлическом основа-
нии 2, которое устанавливается в корпус 1. Характерная особенность
конструкций — передача тепла от элементов микросборок к корпусу
преимущественно теплопроводностью через внутреннюю тепловую

231

проводимость тепловыделяющих элементов σ_вн, тепловые проводимости подложки микросборки σ _п и клеевого соединения σ_КЛ подложки

микросборки и основания. Основание и корпус можно принять за изо-
термическую поверхность. Передача тепла с поверхности корпуса ок-
ружающей среде осуществляется конвекцией и излучением. При усло-
вии, что в пределах каждой из п микросборок отсутствует взаимное
тепловое влияние между элементами (предусмотрены зоны тепловой
защиты элементов) тепловая схема процесса теплообмена в конструк-
ции может быть представлена в виде рис. 5.43,6.

Рис. 5.43. Тепловая модель конструкции пенального типа на микросборках:
а — схематическое изображение конструкции; б — тепловая схема

Критериальной оценкой теплового режима конструкции является
температура наиболее теплонагруженного или наименее теплостойко-
го элемента. Температура i-го элемента, расположенного на j-й под-
ложке, может быть найдена как

232

t_ij =t _Пj + Pij/σ_{BH ij}

где P ij — тепловой поток элемента; Рj• — суммарный тепловой поток,

выделяемый элементами j-й микросборки; m — число элементов на
подложке j-и микросборки; n — число микросборок.

Значения внутренних тепловых проводимостей для бескорпусных интегральных микросхем и транзисторов берут из технических условий на элементы или определяют по тепловой схеме рис. 5.44, б. Исходя из способа установки кристалла на подложке (рис. 5.44, а) тепло от активной области кристалла стекает на подложку 3 через кристалл 1 (σ _кр), слой клея 2 (σ_КЛ) и выводы 4 (σ _выв).

Рис. 5.44. К определению внутренней тепловой проводимости активного бескорпусного элемента : а — вариант установки на подложке; б — тепловая схема

При известных геометрических размерах элементов и коэффициентах теплопроводности материалов определение проводимостей кондуктивной теплопередачи не вызывает затруднений.

5.6. Тепловое моделирование конструкций РЭС
с принудительным воздушным охлаждением

Принудительное воздушное охлаждение находит широкое примене-
ние в конструкциях РЭС. Это объясняется следующими причинами:
удельная тепловая нагрузка конструкций имеет тенденцию роста при
установившихся показателях теплоустойчивости элементной базы; на-
личие доступного и дешевого теплоносителя; относительная простота

233

конструкций нагнетателя (вентилятора) и воздуховодов. Вместе с тем
системам принудительного воздушного охлаждения свойственны и су-
щественные недостатки, такие как наличие акустических шумов и виб-
рации, увеличение объема и массы конструкций РЭС, снижение надеж-
ности изделия и увеличение затрат энергии на охлаждение.

Используются три системы при-
нудительного воздушного охлаж-
дения: приточная, вытяжная и при-
точно-вытяжная.

Рис. 5.45. Схемы принудительного воз-
душного охлаждения:
а — приточная; б — вытяжная;
в — приточно-вытяжная

Приточная система (рис. 5.45, а)
характеризуется тем, что воздух
под давлением, создаваемым на-
гнетателем, поступает в конструк-
цию, отбирает тепло от элементов
и выбрасывается в окружающую
среду или поступает в вытяжной
воздуховод (коллектор).

В вытяжной системе (рис. 5.45, б)
вентилятор устанавливается на вы-
ходе воздуха и отсасывает воздух
из кожуха конструкции.

В приточно-вытяжной системе вентиляторы устанавливают на входе
и выходе воздуха (рис. 5.45, в).

Названные системы обладают определенными достоинствами и не-
достатками. Так, например, достоинством приточной системы является
повышенное давление воздуха на входе, что способствует повышению
эффективности теплообмена. В то же время поступающий в систему
воздух имеет повышенную температуру в результате подогрева частью
мощности, потребляемой электродвигателем вентилятора. В вытяжной
системе воздух' на входе имеет давление несколько ниже нормального
и поэтому менее эффективен как теплоноситель. Кроме того, в данной
системе электродвигатель вентилятора находится в потоке горячего
воздуха. Приточная и вытяжная системы имеют общий недостаток: они
не препятствуют утечкам воздуха. Этого недостатка лишена приточно-
вытяжная система охлаждения, позволяющая в несколько раз снизить
утечки. Кажущаяся сложность приточно-вытяжной системы компенси-
руется лучшими экономическими показателями.

Подход к построению тепловой модели РЭС с принудительным воз-
душным охлаждением опирается на рассмотренные в разд. 5.2 общие
принципы. Однако сложность модели существенно зависит от структу-
ры нагретой зоны конструкции, принятых допущений и взаимодействия
потока охлаждающего воздуха с тепловыделяющими элементами.