5.2. Расчет теплового режима блока источника электропитания при естественном конвективном теплообмене

При данном виде теплообмена, тепловой режим ИВЭП зависит от многих факторов[9]. Связь между перегревом нагретой зоны и влияющими факторами представляют в следующем виде:

г

(17)

(18)

деθз– перегрев нагретой зоны относительно температуры окружающей среды, а каждый коэффициентКiзависит от одного параметра, влияющего на величинуθз . Величина искомого перегрева нагретой зоны ИВЭП, различной конструкции (например источник электропитания в герметичном или перфорированном корпусе), определяется удельной мощностью нагретой зоны и коэффициентом перфорации(при отсутствии обдува корпуса и внутреннего перемешивания воздуха, а также при нормальном атмосферном давлении):

гдеКqз– коэффициент, зависящий от удельной мощности нагретой зоны;КΠ– коэффициент, зависящий от коэффициента перфорации.

У

(19)

дельную мощность нагретой зоны находят, при делении мощностиРз, рассеиваемой нагретой зоной, на условную поверхность нагретой зоныSз:

г

(20)

де условная поверхность нагретой зоны определяется по формуле:

Здесь l1l2– горизонтальные размеры корпуса источника вторичного электропитания;l3– вертикальный размер корпуса ИВЭП;К3– коэффициент заполнения.

К

(21)

оэффициент перфорации определяется как отношение площади перфорированных отверстийSПк площади оснований корпуса блока питания:

Следует отметить, что перегрев нагретой зоны не линейно возрастает с ростом удельной мощности зоны и уменьшается с ростом коэффициента перфорации, асимптотически приближаясь к некоторой постоянной величине[9]. Эти данные были получены экспериментально, при этом исследовались тепловые режимы радиоэлектронных средств разнообразных конструкций: на шасси, кассетного типа и смешанного типа. Тепловой режим определялся при нормальном и повышенном атмосферном давлении и применении, для интенсификации теплообмена, наружного обдува корпуса, либо внутреннего перемешивания воздуха. Большинство современных источников вторичного питания имеет блоки кассетной, разъемной или книжной конструкции с плотной компоновкой.

И

(22)

зменение коэффициентовКqзиКΠ, можно описать следующими зависимостями:

ивычислить их по формулам

Рис. 7

На рис. 7 и 8 представлены: зависимость перегрева нагретой зоны от удельной мощности рассеивания (рис. 7); зависимость КПот коэффициента перфорации.

Перегрев корпуса герметичного блока вторичного электропитания зависит от удельной мощности корпуса источника питания qК, которую можно определить по формуле:

(26)

г

(27)

де

Рис. 8

С

(28)

учетом анализа экспериментальных данных уравнение дляКqкимеет следующий вид:

При расчете и анализе теплового режима ИВЭП также необходимо учитывать влияние наличия наружного обдува и изменения во времени атмосферного давления, на величину перегрева корпуса (относительно температуры окружающей среды). На величину перегрева нагретой зоны относительно температуры корпуса блока питания (θ2–θ1) оказывает влияние наличие внутреннего перемешивания и изменение атмосферного давления внутри корпуса.

В общем случае перегрев нагретой зоны, определяется по формуле:

(29)

гдеKH1– коэффициент, зависящий от величины атмосферного давления снаружи корпуса аппаратаH1;Kυ– коэффициент, зависящий от скорости наружного обдува корпуса аппаратаυ;KH2– коэффициент, зависящий от величины атмосферного давления внутри корпуса аппаратаH2;KW– коэффициент, зависящий от скорости перемешивания воздуха в аппаратеW:

где GB– производительность вентилятора;VB– объем воздуха в аппарате;а = 0,6 м⁴/кг.

(30)

Учитывая, что с ростом давления среды внутри и вне корпуса аппарата, скоростей наружного обдува и внутреннего перемешивания перегрев нагретой зоны уменьшается, коэффициентыKH1,Kυ,KH2иKWопределялись в виде (25). С использованием экспериментальных данных уравнения для расчета коэффициентовKH1,Kυ,KH2иKWприобрели следующий вид:

Их графики представлены на рис. 9 – 12. Данные коэффициенты были получены при изменении исходных данных в следующем диапазоне: 0≤q3≤600 ВТ/М²; 0≤П≤0,8, 0≤qк≤400 ВТ/М², 700≤H≤1,2·10 Па, 0≤υ≤0,3, 0≤W≤4,0.

Для определения зависимости величены перегрева суммарной поверхности элемента, относительно температуры окружающей среды, необходимо придерживаться определённого алгоритма рассуждений: тепловой поток, рассеиваемый элементом, поступает в нагретую зону и в окружающую среду:

г

(35)

деРэл– тепловой поток, рассеиваемый элементом;θэл– перегрев поверхности элемента относительно температуры окружающей среды;θ3– перегрев нагретой зоны относительно температуры окружающей среды;σэл3– тепловая проводимость между поверхностью элемента и нагретой зоной;σэл с – тепловая проводимость между поверхностью элемента и окружающей средой.

Рис. 9

Рис. 10

На рис. 9 показана зависимость КН1от давления окружающей среды:а) 0≤q3≤2,6·10³ Па;б) 0≤Н1≤2,6·10³ Па, а на рис. 6 показаны зависимостьКН2от давленияа) 0≤Н2≤12,8·10³ Па;б) 0≤Н≤130·10³ Па.

Из формулы (35) следует, что

так как

г

(36)

деσ_{3 с} - тепловая проводимость между нагретой зоной и окружающей средой;S_эл– площадь теплоотдающей поверхности элемента (при наличии радиатора учитывается и поверхность радиатора), то (36) можно переписать так:

то есть перегрев поверхности элемента можно представить в следующем виде

П

(37)

(38)

редставленные выше коэффициентыаиbопределены методом наименьших квадратов, причем при их определении были использованы экспериментальные данные, и эти коэффициенты равны соответственно:а = 0,75;b= 0,25.

Формула (37) не учитывает особенностей монтажа элементов.

Приведенные выше зависимости позволяют определить среднеповерхностную температуру нагретой зоны и температуры поверхности элементов источника вторичного электропитания при естественном воздушном охлаждении.

На рис. 11 приведена зависимость К_vот скорости обдува, а на рис. 12 зависимостьK_wот скорости перемешивания.

Рис. 12

Приведенный выше алгоритм расчета, инженер проектировщик вправе применять не только для расчета и обеспечения теплового режима источников вторичного электропитания работающих при естественном воздушном охлаждении, но и для любого радиоэлектронного средства. Для удобства проведения расчета приведем алгоритм поэтапного расчета теплового режима блока вторичного электропитания, при естественном воздушном (конвективном) теплообмене [1,9]:

Вначале проведения расчета необходимо заменить конструкцию блока ИВЭП ее физической моделью. В этой модели нагретая зона представляется в виде параллелепипеда, имеющего среднеповерхностную температуру t_нзи рассеиваемую тепловую мощностьР_из.

З

(39)

а размеры нагретой зоны принимают размеры шассиl₁иl₂и высотаl₃, которую можно определить по формуле:

гдеδ_ш– толщина шасси;h₃₁иh₃₂– части высоты нагретой зоны, расположенные со стороны шасси в первом и втором отсеках, на которые шасси делит блок ИВЭП.

Размерыh₃₁иh₃₂определяют по формуле

г

(40)

деj= 1,2 – номер отсека блока;V_i– объемi-й детали вj-м отсеке;n_j– число деталей вj-м отсеке.

На обеспечение теплового режима блока вторичного электропитания большое влияние оказывает тип его конструкции. Подавляющее большинство ИВЭП имеет блоки кассетной, разъемной или книжной конструкции с плотной компоновкой. По характеру теплообмена различают три группы конструкций, в зависимости от ориентации модулей первого уровня разукрупнения и величины воздушных зазоров между ними. Отличительные особенности этих групп приведены в табл. 4.

Таблица 4

Классификация конструкций в зависимости от характера теплообмена

Группа конструкций	Виды теплообмена между модулями первого уровня	Виды теплообмена между нагретой зоной и корпусом
I	Излучение, теплопроводность	Конвекция, излучение, теплопроводность
II	Конвекция, излучение, теплопроводность	Излучение, конвекция, теплопроводность
III	Излучение, теплопроводность	Излучение, теплопроводность

Расчет теплового режима источника вторичного электропитания можно условно разделить на три этапа:

определение температуры корпуса t_к;

определение среднеповерхностной температуры нагретой зоны t_нз;

определение температуры поверхности компонента схемы.

Для проведения расчета необходимы следующие исходные данные: размеры корпуса – ширина L₁, глубинаL₂, высотаL₃; размеры нагретой зоныL₁x L₂x L₃; величины воздушных зазоров между нагретой зоной и нижней поверхностью корпусаh_н, нагретой зоной и верхней поверхностью корпусаh_в; площадь перфорационных отверстийS_п; мощностьР_о, рассеиваемая блоком; мощностьР_ккомпонентов, расположенных непосредственно на корпусе; базовая температураt_o, то есть температура окружающей среды; теплофизические параметры воздуха и материалов конструкции блока.

Этап 1. На первом этапе определяют температуру корпуса блока.

1. Р

   (41)

   ассчитываем удельную поверхностную мощность корпуса блокаq_k:

ГдеS_kопределяется по формуле (27) – площадь внешней поверхности корпуса блока.

Рис. 13

2. По графику на рис. 13 задаемся перегревом θ_kкорпуса блока в первом приближении. На рис. 13 показана зависимость перегрева корпуса блока от удельной поверхностной мощности.

3.Определяем коэффициент лучеиспускания для верхней α_лв, боковой α_лби нижней поверхностей корпуса:

где ε_i– степень чернотыi-й наружной поверхности корпуса; определяется в зависимости от материала из табл. 5.

4

(43)

. С учетом определяющей температурыt_m = t₀ + θ_kрассчитываем число ГрасгофаGrдля каждой поверхности корпуса:

г

(44)

деL_{опр i}– определяющий размерi-й поверхности корпуса;β_m– коэффициент объемного расширения газов;β_m= (t_m+ 237)^-1;q– ускорение свободного падения;q= 9,8 м·с^-2;v_m– кинематическая вязкость газа, для воздуха определяется из табл. 6.

Индекс mозначает, что все параметры соответствуют определяющей температуреt_m.

5. Определяем число Прантдля Prиз табл. 6 для определяющей температурыt_m.

6. Находим режим движения газа или жидкости, обтекающих каждую поверхность корпуса:

(Gr·Pr)_m≤ 5 · 10² - режим переходный к ламинарному;

5 · 10² < (Gr·Pr)_m ≤ 5 · 10⁷– ламинарный режим;

(Gr·Pr)_m> 2 · 10⁷– турбулентный режим.

7. Рассчитываем коэффициенты α_кiтеплообмена конвекцией для каждой поверхности корпуса блока:

для переходного режима

Таблица 5