CC BY
23
УДК 658.51.011.56
МИНИМИЗАЦИЯ ПАРАМЕТРА ЭФФЕКТИВНОЙ
ТЕПЛОПРОВОДНОСТИ НАГРЕТЫХ ЗОН РАДИОЭЛЕКТРОННЫХ АППАРАТОВ
НЕВЛЮДОВ И.Ш., СИНОТИН А.М.
Приводятся результаты исследований влияния теплопроводности на максимальный перегрев аппарата и пути её конструктивного изменения.
Для проектирования надёжных и компактных радиоэлектронных аппаратов наряду с созданием электрических схем необходимы всесторонний учёт температурного режима элементов будущей конструкции, а также умение разработчика с помощью различных конструктивных параметров влиять на температурное поле прибора или системы в целом. Неправильное размещение одного элемента можно легко выявить и устранить в процессе температурных испытаний (поверочных расчётов).
Устранение ошибок в общей компоновке элементов требует дорогостоящей переработки всего блока, т.е. ошибки, допущенные на первых этапах конструирования, ведут к дополнительным затратам. Поэтому теплофизическое конструирование следует осуществлять на всех стадиях разработки и создания надёжной малогабаритной экономичной конструкции аппарата. Существенное влияние на минимизацию радиоэлектронных аппаратов оказывает эффективная теплопроводность нагретой зоны, выраженная через относительный параметр теплопроводности:
П =
1
1 , SM Sm
XQ A + 6m
A2
Al
(H-Xs -4xq)2+(Fys ^Yp)2 + (Fzs -4zq)2
(h-x2 -§xq)2 +'(^y2 '§y0 )2+(Fz2 -4z)2
где x0, xm — эффективная теплопроводность нетеплопроводных и теплопроводных плат; 5 — толщина плат; д — расстояние между платами; а8щ
— амплитуды и собственные значения при в1о; относительные размеры сторон аппарата;
^х0 Ay0 Az0 ^In
I = X, Y, Z.
Зависимость параметра графически представлена на рисунке в функции максимальной эффективной теплопроводности нагретой зоны для различных форм параллелепипеда при изменении начального критерия Bio от 0,5 до да ,где сплошной линией обозначена зависимость для значений куба при §х0 = §Y0 = §z0 = 1, пунктирной - для квадратного “бруса” при §х0 =§y0 =1 , §z0 = 0,1.
Анализ данных рисунка показывает, что форма параллелепипеда практически не влияет на харак-
тер минимизации параметра Fl изотропных нагретых зон (хх =xY =xz =х max). С увеличением X max
параметр F^ минимизируется. При этом эффективность минимизации существенно возрастает с ростом интенсивности охлаждения на поверхности нагретой зоны. При увеличении значений в1 о от 0,5
до 20 параметр П соответственно минимизируется с 1 до 0,7 - 0,07.
Зависимость параметра П от максимальной эффективной теплопроводности нагретой зоны X max. и относительной толщины теплостоков 8м / А + 8м.
Достижение определенных уровней минимизации наблюдается при соответствующих значениях эффективной теплопроводности для каждого в^ . Дальнейшее увеличение Xmax практически не вызывает существенного изменения . Предельные значения X max для различных условий охлаждения приведены в таблице.
Предельные значения эффективной теплопроводности нагретой зоны
Bi 0,5 1 5 10 20 ГО
^ max вт/ м-град 1,0 1,5 4 4 4 4
Значения параметра F^ для всех форм при в1 =<х
выражается зависимостью
1
П, =-
х m
1+- 8м
А + бм
где Х0 — эффективная теплопроводность при нетеплопроводных платах, вт/м-град; X max —максимальная теплопроводность, вт/м-град; 8м — толщина сплошных металлических плат, м; д — расстояние между платами.
Конструктивно теплопроводность нагретой зоны можно изменить двумя путями. Первый состоит в применении высокотеплопроводных заполнителей.
18
РИ, 2002, № 3
В этом случае Xх =ху = хz = Xmax, т. е. нагретая зона удовлетворяет всем рассмотренным выше зоконо-мерностям минимизации параметра Fl Параметр анизотропности при этом равен единице ( 1а1= 1 ).
Второй путь — использование плоских теплостоков, выполненных в виде сплошных металлических плат (медь, дюралюминий и др. ) либо в форме теплопроводных пластин по размеру [1-3]. При этом имеет место анизотропия по теплопроводности (Хх =XY = Amax *XZ), что требует исследовать влияние параметра анизотропности. В случае оптимальной формы квадратного “ бруса”, когда платы (теплостоки) располагаются параллельно основанию, т.е. перпендикулярно к большой оси, все рассмотренные выше закономерности минимизации параметра остаются в силе.
Таким образом, степень минимизации параметра теплопроводности зависит от интенсивности системы охлаждения и линейного размера аппарата. При линейных размерах аппарата больше 0,5 м или интенсивном поверхностном охлаждении наблюдается предельная минимизация параметра теплопроводности. Установлено:
—увеличение эффективной теплопроводности свыше 2-4 Вт/(м.град) не вызывает дальнейшей минимизации. Значит, не следует стремиться к увеличению теплопроводности заполнителей (компаундов) свыше этих значений;
— аппараты в форме “квадратного бруса” позволяют получить оптимальный тепловой режим;
—для изотропных нагретых зон (Xх =хy = xz) никакие ограничения на размещение монтажных плат не накладываюся. Они могут иметь форму либо большой, либо малой грани “квадратного бруса”;
— в случае анизотропных нагретых зон РЭА наименьший размер нагретой зоны должен совпадать с направлением максимальной теплопроводности и лежать в плоскости монтажных плат. В случае плоских теплостоков (xx=xY>xz) это требование совпадает с требованием оптимальной формы “квад-
ратного бруса” и лишь накладывает ограничение на характер размещения монтажних плат. В случае линейных теплостоков (xz>xY=xz) оптимальной формой становится ограниченная пластина;
— при применении теплостоков практически нецелесообразно увеличивать эффективную теплопроводность свыше 3-4 Вт/м. град. В случае медных теплостоков это соответствует относительной толщине 0,01 — 0,015 по отношению к расстоянию между платами д и удовлетворительно согласуется с экспериментальными данными [1];
— конструктивное совмещение кожуха аппарата с нагретой зоной (при обеспечении хороших тепловых связей между платой и стенкой кожуха) позволяет в 2 раза повысить коэффициент теплопередачи в условиях естественной конвекции. Дальнейшее увеличение коэффициента теплоотдачи может быть достигнуто применением специальных систем вынужденного воздушного охлаждения.
Литература: 1. Майко И. М., Синотин А. М. Экспериментальное определение эффективной теплопроводности нагретых зон радиоэлектронных аппаратов // Вопросы радиоэлектроники. Сер. ТРТО. 1972, №. 2. С. 13-17. 2. Майко И. М., Детинов Ю.М., Синотин А. М. О теплофизическом конструировании одноблочных радиоэлектронных аппаратов с заданным тепловым режимом // Вопросы радиоэлектроники. Сер. ТРТО, 1974. № 1. С. 80-87. 3. Дульнев Г. Н, Тарновский Н. Н. Тепловые режимы электронной аппаратуры. Л.: Энергия, 1971. 248 с.
Поступила в редколлегию 01.02.2002 Рецензент: д-р техн. наук, проф. Алипов Н.В.
Невлюдов Игорь Шакирович, д-р техн. наук, зав. кафедрой ТАПР ХНУРЭ. Научные интересы: технология, автоматизация и производство радиоэлектронной аппаратуры. Адрес: Украина, 61128, Харьков, пр. 50-летия СССР, 16, кв. 477, тел. 40-94-86.
Синотин Анатолий Мефодиевич, канд. техн. наук, доцент, методист профильного отдела НМУ. Научные интересы: проектирование, автоматизация и производство радиоэлектронной аппаратуры. Адрес: Украина, 61174, Харьков, пр. Победы, 57 “Г“, кв. 35, тел. 40-94-59.
УДК 621.37.01
О ПОТЕРЯХ УСИЛЕНИЯ АНТЕНН В СИСТЕМАХ ИЗМЕРЕНИЯ ПРОФИЛЯ ВЕТРА
ПЕТРОВ В.А., ШЕЙКО С.А.________________
Рассматриваются условия работы приемных антенн в радиолокационных системах измерения профиля ветра, законы распределения амплитуды и фазы поля, рассеянного в заданном объеме турбулентной среды. Показывается, что сумма дисперсий флуктуаций уровня амплитуды и фазы не зависит от опорного уровня и находится в пределах 3,43,7. Потери усиления антенн при таких флуктуациях в плоскости апертуры составляют более 5 дБ.
Приемные антенны систем дистанционного зондирования атмосферы и измерения профиля ветра находятся в существенно неоднородном поле. Флук-
РИ, 2002, № 3
туации амплитуды A и фазы ф поля в плоскости апертуры настолько велики, что говорить о диаграмме направленности f и коэффициенте направленного действия (КНД) D в этом случае можно лишь в терминах статистической теории антенн. Детальный анализ характеристик антенн и потерь усиления при неоднородном поле в плоскости раскрыва выполнен Я.С. Шифриным [1]. Для оценки среднего КНД D приемной антенны системы радиолокационного зондирования атмосферы можно воспользоваться полученным в работе [ 1 ] соотношением:
D
1 “ am 2.
D ■ = e"а[1+r6 £ K(CmA0)] , (1)
D0 16 m=1 m! ’
2
где I(c,0,0) = 2щ/л • Ф(2/с)-c2(1 -e_4/c
2 z -t2
Ф(Х)_ і— Je dt — интеграл вероятности; D0 — л/л 0
максимальный КНД в отсутствие флуктуаций поля в раскрыве;
19
)
