Разработка и исследование лучистых нагревательных устройств для вакуумно-термического оборудования тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.27.06, кандидат наук Бычков Сергей Павлович

• Бычков Сергей Павлович
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Бычков Сергей Павлович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. ТЕРМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ПРОИЗВОДСТВЕ

ИЗДЕЛИЙ ЭЛЕКТРОННОЙ ТЕХНИКИ

1.1. Технологические особенности термических процессов

в производстве изделий электронной техники

1.2. Анализ существующего вакуумно-термического

оборудования для изделий электронной техники

1.3. Нагревательные устройства вакуумно-термического оборудования

1.4. Обзор существующих методов расчета лучистых нагревательных

устройств

ГЛАВА 2. ВЫБОР ЭЛЕМЕНТНОЙ БАЗЫ НАГРЕВАТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА

2.1. Классификация нагревательных устройств

2.2. Классификация ИК-нагревателей

2.3. Выбор рефлектора

2.4. Расчет системы охлаждения рефлектора

ГЛАВА 3. РАСЧЕТ ЛУЧИСТОГО ТЕПЛООБМЕНА

В СИСТЕМАХ ПОВЕРХНОСТЕЙ С ЛОКАЛЬНЫМ РАСПРЕДЕЛЕНИЕМ

ТЕМПЕРАТУР

ГЛАВА 4. МЕТОДИКА РАСЧЕТА И ПРОЕКТИРОВАНИЯ УСТРОЙСТВ ВАКУУМНОГО ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ

4.1. Расчет тепловых потоков при магнетронном распылении твердых и жидкофазных мишеней

4.2. Результаты выполненных расчетов тепловых потоков

4.3. Экспериментальная проверка результатов расчета

4.4. Определение температуры и времени нагрева подложки

за счет тепловых потоков от мишени

Стр.

ГЛАВА 5. МЕТОДИКА ПРОЕКТИРОВАНИЯ МОДУЛЬНОГО

ЛУЧИСТОГО НАГРЕВАТЕЛЬНОГО УСТРОЙСТВА

ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ

ВВЕДЕНИЕ

При проектировании вакуумно-термического оборудования (ВТО) возникает задача расчета и конструирования нагревательного устройства (НУ), обеспечивающего реализацию требуемых режимов нагрева обрабатываемых изделий. Спецификой такой задачи часто является локализация нагрева в области поверхности изделия, при этом рабочая камера в целом представляет собой замкнутую систему поверхностей с разными температурами, часто более низкими, чем требуемая температура изделия. К этим поверхностям относятся, например, поверхности рабочей камеры, нагревателя, рефлектора (при его наличии), подложки, мишени, подложкодержателя, исполнительных механизмов и др. Это, в общем случае, отличает данные технологические установки от печей, где под печью понимается нагревательное устройство, которое характеризуется таким параметром, как температура печи. В системах поверхностей с разными температурами, характерных для ВТО, температура самого нагревательного элемента зависит не только от требуемого распределения температур по разным поверхностям, но и от теплофизических характеристик материалов обрабатываемых элементов и элементов конструкции участвующих в процессе теплообмена. Подобные отличительные особенности не позволяют использовать для расчета и проектирования НУ ВТО устоявшиеся апробированные методики, применяемые при расчете печей.

Другой важной задачей при использовании вакуумного оборудования является определение распределения температур в рабочей камере при проведении технологических процессов, в которых тепловыделение является сопутствующим процессом, являющимся результатом взаимодействия высокоэнергетических потоков частиц с веществом (например, при электронной или ионной бомбардировке, магнетронном распылении и др). В частности, при проведении такого рода процессов важно поддерживать температуру подложки на заданном уровне с учетом ее нагрева от мишени.

При этом измерение температуры в таких процессах затруднено из-за возникающих электрических и электромагнитных полей, создающих помехи при определении температур поверхностей в процессе работы оборудования. Пирометрические измерения при этом могут быть неточными или даже невозможными из-за относительно низких значений измеряемых температур или сопутствующих загрязнений смотровых окон.

Таким образом, расчет нагревательных устройств для вакуумно-термического оборудования требует разработки специальной методики, позволяющей определять температуры взаимодействующих поверхностей при заданных мощностных характеристиках реализуемого технологического процесса или требуемые мощностные характеристики технологической установки для необходимого распределения температур с учетом геометрии системы и теплофизических характеристик ее элементов.

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка и исследование лучистых нагревательных устройств для вакуумно-термического оборудования»

Актуальность работы

Специфика проведения термообработки в современных технологических процессах электронной техники заключается в том, что часто требуется локальный разогрев отдельных участков обрабатываемого изделия до разных температур или какого-либо элемента изделия до заданной температуры. Технологическое воздействие в вакууме часто сопровождается выделением энергии внутри рабочей камеры, при этом в целом ряде случаев важно знать распределение температур в рассматриваемой системе тел, устанавливающееся в ней в результате диссипации выделившейся энергии. Ключевым механизмом перераспределения энергии в вакуумной рабочей камере является теплообмен излучением.

Перспективной является модульная конфигурация термического оборудования, которая дает возможность быстрого изменения режима термообработки как при обработке какого-либо изделия, так и при переходе от изделия к изделию. Это делает актуальным использование интенсивных лучистых малоинерционных нагревательных устройств модульного типа, в

которых в качестве нагревательного устройства используются сменные излучающие системы типа «нагреватель-рефлектор», размещаемые в рабочей камере и имеющие независимое управление.

Для выполнения расчетов при решении перечисленных выше задач требуется создание простой и универсальной инженерной методики, позволяющей определять с достаточной точностью значения температур или требуемых мощностей в системах, состоящих из нескольких взаимодействующих поверхностей с разной температурой в условиях лучистого теплообмена.

Этой проблемой занимались многие исследователи. Метод А.Д. Свенчанского предполагает использование понятия «температура печи», позволяющего заменить реальные теплоотдающие поверхности некоторой идеальной средой внутреннего пространства печи. Данный подход приемлем при близких значениях температур нагревателей и стенок внутреннего объёма, совместное тепловое воздействие которых на изделие оценивается через температуру печи. Д.Б.Зворыкиным и Б.П.Байкальцевым был предложен метод расчёта отражательных печей ИК-нагрева путём деления рабочего пространства печи на зоны. Данный подход сложен с точки зрения построения расчетных моделей. Н.Н.Ермолинский и И.Б.Левитин разработали методику расчета на основе сочетания методов светотехники и теплотехники, основанный на утверждении о том, что можно пренебречь учётом непосредственно явлений лучистого теплообмена между «горячими» излучателями и гораздо более «холодными» нагреваемыми объектами и проводить расчёты по типу расчёта облучённости в светотехнике. Данный метод не даёт требуемой точности результатов при расчёте систем с нагревом объекта выше 350°С.

Целью работы является создание научно-обоснованных методов расчета и проектирования высокоинтенсивных нагревательных устройств модульного типа для работы в установках с контролируемым составом

рабочей среды, в том числе в вакууме, в условиях локального распределения температур в рассматриваемой системе тел.

Задачи исследования:

1.Определение необходимой элементной структуры модульных лучистых нагревательных устройств, создание необходимой информационной базы для выбора и компоновки их конструкции.

2. Разработка критериев и алгоритмов выбора требуемых типов и типоразмеров электрических нагревателей; материала, качества обработки, допустимых температур, формы, размеров и взаимного расположения поверхностей отражателей и внутренней поверхности рабочей камеры; надежных токоподводящих контактных групп; систем охлаждения рабочих поверхностей (теплоизоляция-футеровка, оребрение, водяное или воздушное охлаждение).

3. Получение расчетных зависимостей для определения значений параметров нагревательного устройства, обеспечивающих реализацию требуемого режима термообработки.

4. Получение экспериментальных данных в вакуумно-термических установках с локальным распределением температур и их сопоставление с результатами расчетов по разработанным математическим моделям с определением погрешностей расчетов.

5. Разработка методики расчета и проектирования нагревательных устройств вакуумно-термических установок с локальным распределением температур

Научная новизна работы состоит в следующем:

1.Определена взаимосвязь требуемой мощности для нагревательных устройств с теплообменом излучением типа «нагреватель-рефлектор-рабочая камера» при диффузном и зеркальном отражении рабочей поверхности рефлектора со значениями коэффициентов поглощения, отражения и пропускания взаимодействующих поверхностей с учетом их зависимости от длины волны излучения и температуры.

2.Разработан метод определения значимых угловых коэффициентов для системы тел с локальным распределением температур при учете зеркального характера отражения рабочей поверхности рефлектора.

3.Разработана и проверена экспериментально математическая модель для определения изменения температур мишени и подложки в процессах магнетронного распыления в зависимости от мощности, выделяемой в магнетроне.

Практическая ценность работы

1. Разработана методика расчета и проектирования нагревательных модулей в вакуумно-термических установках с локальным распределением температур, включающая в себя подбор материалов и комплектующих, выбор оптимальной компоновки, конструкторскую проработку базовых элементов и узлов, расчет требуемых параметров.

2. Предложена методика расчета параметров модульного лучистого нагревательного устройства, позволяющая уже на этапе технического предложения достаточно точно рассчитать требуемую мощность, выбрать тип и подобрать типоразмеры нагревателей.

3. Предложена методика расчета системы охлаждения позволяющая рассчитать требуемые характеристики для обеспечения регулируемого изменения температуры поверхностей, участвующих в теплообмене.

4. Сформирована информационная база, достаточная для определения эффективных типов нагревателей, их формы и размеров для обеспечения требуемых температурных режимов в вакуумно-термическом оборудовании.

Методы исследования

Работа включает в себя теоретические исследования с использованием моделей теории теплообмена и гидравлики. Экспериментальные исследования проведены на лабораторном оборудовании с использованием контактных методов измерения температур. Вычисления проводились с использованием метода сальдо для расчета теплообмена излучением с применением программ Microsoft Excel, MathCad и ANSYS.

На защиту выносится:

1. Методика анализа параметров нагревательного устройства для системы тел в условиях лучистого теплообмена, позволяющая определять необходимые характеристики нагревателя, активной и пассивной поверхностей рефлектора, нагреваемой поверхности обрабатываемого изделия и стенок рабочей камеры и изменение значений теплофизических характеристик взаимодействующих поверхностей от температуры и длины волны излучения.

2. Выведенные расчетные зависимости параметров режима нагрева, которые могут быть использованы для определения параметров нагревательного устройства, обеспечивающих проведение требуемого режима термообработки в вакуумно-термических установках.

3. Разработанная математическая модель для определения температуры мишени и подложки в процессе магнетронного распыления в зависимости от мощности, выделяемой в магнетроне, необходимая для расчета режимов магнетронного распыления как твердых, так и жидкофазных мишеней.

4. Разработанная методика расчета и проектирования нагревательных модулей для вакуумно-термического оборудования, позволяющая эффективно решать задачи разработки и модернизации нагревательных устройств для систем поверхностей с разными температурами.

Достоверность полученных автором результатов Достоверность полученных автором результатов базируется на корректном применении теории теплопередачи, совпадении результатов расчетов с экспериментальными данными, использовании при проведении экспериментов современных поверенных измерительных средств и стандартных методик измерений, адекватности и непротиворечивости используемых моделей.

Апробация работы

Основные положения и результаты исследований по теме диссертации докладывались и обсуждались на Международной конференции

«Образование через науку» 17-19 мая 2005г (Москва), XI Международной научно-технической конференции «Высокие технологии в промышленности» 8-10 сентября 2005г (Москва), Международной научно-технической конференции «Производительность и надежность технологических систем в машиностроении» 20-25 мая 2015г (Москва), 25-ой Всероссийской научно-технической конференции с международным участием «Вакуумная техника и технологии-2018» 05-07 июня 2018г.

Публикации. Основное содержание и результаты работы изложены в 6 научных работах, в том числе 4 статьи в журналах по перечню ВАК РФ и 1 публикация, индексируемая в Scopus, общим объемом 3,75 п.л.

Структура и объем работы

Диссертационная работа состоит из введения, пяти глав, выводов и заключения, приложения и списка литературы из 102 наименований. Работа содержит 205 страниц машинописного текста, 74 рисунка, 15 таблиц.

ГЛАВА 1. ТЕРМИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ В ПРОИЗВОДСТВЕ ИЗДЕЛИЙ ЭЛЕКТРОННОЙ ТЕХНИКИ

1.1. Технологические особенности термических процессов в производстве изделий электронной техники

Термические операции являются неотъемлемой составной частью технологии производства изделий электронной техники, так как изготовление любого электронного прибора предусматривает проведение ряда разнообразных физико-химических процессов, которые протекают только при повышенных и высоких температурах [1].

В производстве электровакуумных приборов с термообработкой так или иначе связана практически любая стадия технологического процесса. На долю термических операций приходится более 50% всех операций технологического процесса. Специфика заключается в том, что габариты оболочек обрабатываемых изделий варьируются от нескольких сантиметров до 2-3м. При этом более 70% деталей ЭВП изготавливаются из стекла [1], а большая часть из оставшихся - из металла.

При термовакуумной обработке электровакуумных приборов (ТВО ЭВП) в рамках фактически единой многоэтапной технологической операции необходимо реализовать одновременно-последовательное термическое воздействие на все элементы конструкции прибора с целью обеспечения его работоспособности при эксплуатации, причем весь процесс происходит при непрерывной откачке обрабатываемого прибора. При этом режимы термообработки сильно отличаются для разных элементов обрабатываемого прибора [1].

На начальном этапе для качественного обезгаживания стеклооболочки необходимо нагреть ее до температуры порядка 350...450оС, при последующих тепловых воздействиях на другие части прибора ее температура должна поддерживаться на уровне 200...250ОС для осуществления так называемого совмещенного режима [2].

Интенсивное обезгаживание металлических деталей происходит в основном термическим способом и требует нагрева до более высоких температур, например, для никеля оптимальная температура обезгаживания составляет 800...900оС [3]. Если речь идет о металлических лампах, то в них нагрев деталей внутренней арматуры до указанных температур осуществляется излучением от разогретой металлической оболочки, что в свою очередь требует разогрева этой оболочки, иногда, с учетом различия теплофизических параметров материалов деталей, до более высокой температуры (800.1200ОС).

Активирование оксидного катода при ТВО само по себе является многоступенчатым физико-химическим процессом [4], поэтому термическое воздействие имеет специфический характер. При температуре 300ОС и давлении около 10-1Па проводится разложение нитроклетчатки биндера карбонатного покрытия. Такой температуры катоды достигают еще до подачи напряжения на подогреватели нагревом излучением от оболочки и внутренней арматуры. При 570...600ОС заканчивается разложение связующего вещества и начинается разложение до оксидов карбонатов кальция, при дальнейшем повышении температуры начинают разлагаться карбонаты стронция и бария. При температуре 800...1000ОС происходит непосредственно активирование, то есть выделение чистых щелочноземельных металлов. При 1000ОС происходит формирование пористой структуры оксидного катода, имеющей лучшие эмиссионные свойства [5].

Технологический процесс формирования оксидных катодов требует целого ряда термических воздействий: отжиг подготовленного для нанесения карбонатного покрытия керна в водороде при 800ОС [6], пропитка металлопористых катодов (МПК) алюминатом (типа 3BaO•CaO•Al2Oз) при взаимодействии расплава алюмината с горячей матрицей в среде сухого водорода при температуре выше 1500ОС [7], отжиг перед употреблением

материалов тела накала во влажном водороде с точкой росы -15. -25ОС при температуре 900ОС и последующий отжиг для закрепления формы при температуре 1200...1450ОС в течение 10...20мин в водороде с точкой росы (-15)ОС, спекание подогревателей при формировании защитного алундового покрытия при температуре 1650. 1750ОС в течение 10...30мин в водороде с точкой росы (-15...-25)ОС. Достаточно высокие температуры

(1850.1900ОС) при длительности процесса 15-30сек обеспечивают требуемое качество карбидирования для торированных катодов [7].

При получении рабочей смеси распыляемых газопоглотителей типа «Альба» необходимо осуществить разогрев реакционной трубы до 900. 1000ОС при давлении 1. 1,5Па в течение 1.1,5ч [7].

Соединение деталей из разнородных материалов с помощью вакуумных цементов требует обязательного проведения сушки (выдержки) для закрепления цемента (при температуре 120.140ОС в течение 30мин -для низкотемпературных цементов, при температуре 260.280ОС в течение 56ч или при обжиге при температуре 650ОС в течение 5мин - для высокотемпературных цементов, причем загрузка для предупреждения вспучивания должна производиться в холодную печь [7]. При газоэлектрической сварке стеклянные детали предварительно разогревают пламенем газовых горелок до 600.700ОС, затем пропускают через шов электрический ток высокого напряжения промышленной частоты. При электродуговой сварке электроды, подводимые к месту соединения стеклянных деталей, нагретых до температуры 200.250ОС, подсоединяются

5 7

к генератору ТВЧ с частотой 10 .10 Гц. При спайке стеклянных деталей ситаллоцементами требуется осуществить разогрев и выдержку при температуре кристаллизации (например, для ситаллоцемента СЦ90-1 -нагрев до 440ОС при допуске не более 5ОС и выдержка в течение примерно 40мин [7] с последующим отжигом. На операции заварки (соединения между собой деталей корпуса или колбы/ необходимо при сохранении точного

взаимного расположения и геометрических размеров соединяемых деталей разогреть стекло до температуры, соответствующей динамической вязкости стекла 105Па-с, которая, например, для колб ПУЛ достигает почти 800ОС) [7]. После сплавления соединяемых деталей необходимо провести регулируемое охлаждение для качественного отжига стеклянных частей заготовок.

При нагреве стеклянных деталей огневым или конвективным способами непосредственному воздействию источника нагрева подвергается поверхность, обращенная к нагревателю, а передача тепла по толщине стеклянной детали осуществляется теплопроводностью. Стекло характеризуется низким коэффициентом теплопроводности, поэтому при высоких скоростях нагрева возникает значительный перепад температур по толщине стеклянной детали. Аналогичная картина наблюдается и при охлаждении стекла вследствие более быстрого остывания наружных слоев. Возникающий температурный градиент приводит к росту напряжений, что может привести к разрушению стеклянного изделия. Возникновение напряжений заставляет ограничивать скорости нагрева и охлаждения при термообработке стеклянных деталей, что не позволяет существенно повысить производительность такого термического оборудования, так как длительность термических операций определяется для ЭВ приборов, главным образом, продолжительностями нагрева и охлаждения [8]. Наибольшие скорости нагрева возможны при использовании ИК нагрева, когда, наряду с поверхностным, присутствует и объемное поглощение излучения при правильном выборе спектральных характеристик нагревателя [8, 9].

Отпай прибора при ТВО производится при разогреве стекла в зоне отпая сначала до температуры размягчения стекла (не ниже 700ОС), при которой начинает происходить обжатие штенгеля, а затем и до температуры спекания стекла (как при заварке), при которой происходит смыкание стенок и герметизация объема. После этого обязательно проводится регулируемое

охлаждение - отжиг для снижения уровня остаточных напряжений в стекле) [7].

Для полупроводникового (ПП) и микроэлектронного (МЭ) производства нагрев также является одной из базовых составляющих технологического процесса [10,11].

Термическое окисление кремния с целью создания пассивирующих и маскирующих пленок SiO2, различные виды диффузии, процессы эпитаксиального наращивания слоев полупроводниковых материалов, процессы осаждения диэлектрических ^Ю2, Si3N4, Al2O3 и др.) и металлических Mo, Ni, Al и др.) слоев методами пиролиза и

термохимических реакций - все это примеры термических процессов. При этом, например, процессы эпитаксиального наращивания пленок требуют

л

нагрева до 1300ОС при облученности поверхности до 100 Вт/см . Данные величины являются характерными для термических процессов ПП и МЭ производства и определяют необходимость использования средне- и высокотемпературных нагревательных устройств. Кроме того, высокую важность в технологическом процессе имеют многочисленные низкотемпературные (ниже 300ОС) процессы сушки (например, сушка пленок фоторезиста при 150-200ОС). При этом нагреваемые объекты часто имеют ярко выраженную селективность теплофизических свойств, что требует достижения определенного соответствия между спектральным составом падающего излучения и теплофизическими свойствами объекта и внутренних поверхностей рабочей камеры для оптимизации режимов термообработки.

В технологическом процессе производства СБИС и УБИС можно выделить целый ряд операций, для которых применение ВМ НУ имеет очевидные преимущества.

Формирование p-n переходов. Благодаря малой длительности термического воздействия значительно сокращается вредное тепловое воздействие на ранее сформированные слои, сохраняется профиль легирования, обеспечивается получение резких p-n переходов.

Использование «холодного» реактора (например, кварцевого при температуре менее 500°С) обеспечивает минимальное загрязнение пластин неконтролируемыми примесями при высокотемпературной обработке.

Отжиг ионно-легированных слоев выполняется при температуре 1100°С в течение 1-10с. БТО активирует примеси, восстанавливает повреждения кристаллической решетки. Применение ВМ НУ минимизирует перераспределение имплантированных примесей и позволяет получать менее глубокий, чем при обычном отжиге р-п переход, минимальную пространственную диффузию под затвором или боковыми стенками базы и более низкое сопротивление контактов.

Формирование пленок оксида. Пленка оксида кремния толщиной 10нм может быть сформирована в сухом кислороде в течение 60с при температуре 1100°С и 120с при температуре 1050°С [12].

При эпитаксии кремния использование ВМ НУ позволяет осуществлять процессы осаждения тонких кремниевых эпитаксиальных слоев с резким, хорошо управляемым легированным переходным профилем. При эпитаксиальном наращивании после откачки рабочей камеры до достижения базового давления (мене 0,13Па) и напуска водорода с целью продувки камеры и создания установившихся значений скорости потока и давления, осуществляется быстрый нагрев пластины до температуры выше 1000°С с целью проведения водородного отжига. Затем проводят быстрое охлаждение пластины до температуры ниже 400°С с последующим вводом газа Б1Н2С12 с объемной концентрацией 0,5-10%. Стабилизация давления в камере и стабилизация скоростей потоков Н2 и Б1Н2С12 происходят в течение менее чем 30с. После этого происходит нагрев пластины до требуемой температуры осаждения (850-1050°С) менее чем за 3с с быстрым последующим охлаждением [13].

Формирование омических контактов. Использование ВМ НУ позволяет улучшить качество получаемых методом сплавления однородных низкоомных контактов между кремнием и металлическими элементами, так

как приборы имеют в контактном переходе меньше аномалий, при этом расплавление может иметь место с меньшим количеством кремния (1%) в сплаве Л1Б1, чем при проведении процесса в диффузионных печах [14]. Сопротивление контактов может быть еще больше уменьшено за счет отжига имплантированного перехода до нанесения слоя металлизации.

Следует выделить использование так называемой быстрой термической обработки (БТО), основанной на применении высокоинтенсивных малоинерционных нагревательных устройств (ВМ НУ). Температурные режимы при проведении быстрой термической обработки представлены на Рисунке 1.1.

20 40 60 80 100 Время, сек Рисунок 1.1. Температурные режимы при проведении БТО: 1 - отжиг кристаллов и микроструктур после имплантации кислорода,

2 - отжиг ионно-имплантированных слоев, 3 - оплавление стекла, 4,6 - окисление и азотирование, 5 - химическое осаждение из газовой

фазы (СУО), 7 - формирование омических контактов Типовой режим термообработки, реализуемый при помоши ВМ НУ, заключается в быстром нагреве со скоростями до 300-400оС/мин до заданной температуры, выдержке при заданной температуре и быстром охлаждении. Для процессов БТО характерны широкий диапазон рабочих температур (200-1400°С), возможность кратковременных термических воздействий (от 1сек), возможность получения высоких скоростей нагрева (до 30-300°С/мин и выше), высокая чистота процесса при использовании реактора с «холодной

Зона низких температур

стенкой», возможность изготовления НУ малых размеров, обеспечение воспроизводимости технологического процесса, возможность получения высокой равномерности термического воздействия по поверхности, относительно малая стоимость при достаточно высокой производительности, небольшой объем камеры для обработки, позволяющий быстро менять рабочие газы и обеспечивать возможность проведения последовательных операций технологического процесса в одной и той же камере. Главной отличительной особенностью ВМ НУ является их малая тепловая инерционность, требующая отказа от использования массивной теплоизоляции и применения мощных нагревателей малых размеров и большой мощности. Кроме того, типичным для оборудования с применение ВМ НУ является использование рабочей камера из кварца, коррозионностойкой стали, алюминия или карбида кремния - материала, инертного к химически активным газам. Максимальная температура стенок камеры не должна превышать 150-200°С, для чего необходимо охлаждение всей ее внутренней поверхности. Таким образом, становится очевидным формирование локальных температурных зон в рабочей камере технологической установки при использовании ВМ НУ.

Выделим специфику термических операций в производстве изделий электронной техники:

Во-первых, это большой объем и разнохарактерность термических операций на всех стадиях технологического процесса. При получении исходных материалов и полуфабрикатов - это варка стекла и формирование деталей и заготовок из расплавленной стекломассы, очистка полупроводниковых материалов, например, германия и кремния, выращивание монокристаллов полупроводников. При создании из полуфабрикатов или заготовок готовых изделий посредством термической или термопластической обработки (термической обработкой будем называть изменение свойств материала без пластического изменения формы и размеров, термопластической обработкой - нагрев, приводящий к изменению

формы и размеров деталей) - это операции отжига, обжига, термической очистки, термической резки, закалки, штамповки стеклянных ножек, оплавления и отбортовки торцев стеклянных трубок и колб, калибровка колб. При изготовлении узлов-сборочных единиц - это получение соединений стекла и керамики со стеклом, керамикой и металлами, сварка и пайка металлов, заварка внутренней арматуры в стеклооболочки приборов, штабикование при сборке электронно-оптических систем. При обезгаживании деталей и узлов электровакуумных приборов и формировании требуемого состава среды в рабочем объеме - это удаление газов, которые могут выделиться из них при эксплуатации готовых изделий, при этом для обезгаживания характерен длительный прогрев изделий при высокой температуре и одновременной откачке выделяющихся газов. При создании требуемых свойств в полупроводниковых приборах и интегральных микросхемах - это сплавление, диффузия, эпитаксия, нанесение различных пленок.

Во-вторых, высокие требования к точности параметров термических процессов, к которым относятся состав технологической среды в рабочей камере и температурные режимы обработки. Технологическая среда - это, как правило, газы или вакуум. Контролируемый состав газовой среды - это создание защитной, окислительной или восстановительной среды при выполнении термических операций. Качество процесса обеспечивается чистотой основного газа и количеством примесей, поступающих в зону обработки из приспособлений и деталей оборудования [15]. При нагреве излучением изделий, находящихся в газовой среде, следует учитывать спектральные характеристики поглощения для используемых газовых смесей. Многие технологические процессы требуют использования вакуума при термических воздействиях, при этом состав остаточных газов обеспечиваются правильным выбором средств откачки и методов термического воздействия. При нагреве излучением изделий в вакууме следует учитывать незначимость конвективной составляющей

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Бычков Сергей Павлович, 2019 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Степаньянц Ю.Р. Радиационный метод термической обработки изделий электронной техники: учебное пособие для средних ПТУ. М.: Высшая школа, 1986. 93 с.

2. Роус Б. Стекло в электронике: научное издание. М.: Советское радио, 1969. 355 с.

3. Таиров Ю.М. Технология полупроводниковых и диэлектрических материалов: учебник для вузов - 3-е изд., стереотип. СПб.: Лань, 2002. 424 с.

4. Шехмейстер Е.И. Общая технология электровакуумного производства: учебник для сред. ПТУ - 2-е изд., перераб. и доп. М.: Высшая школа, 1984. 287 с.

5. Технология и оборудование производства электровакуумных приборов: учебник для сред. спец. учеб. заведений / Ю.А. Хруничев [и др.]. М.: Высшая школа, 1979. 334 с.

6. Основы технологии производства электровакуумных приборов: учебное пособие для техникумов - 2-е изд., перераб. / А.Е. Иориш [и др.]. Л.: Энергия: Ленингр. отделение, 1971. 312 с.

7. Энциклопедия «Машиностроение». Том Ш-8. «Технологии, оборудование и системы управления в электронном машиностроении» / Ю.В. Панфилов [и др.]. М.: Машиностроение, 2000. 744 с..

8. Бешагин С.П. Огневое оснащение стеклообрабатывающего оборудования электровакуумного производства - 2-е изд., перераб. и доп. М.: Энергия, 1967. 344 с.

9. Морозов М.В. Повышение производительности линии вакуумной обработки ЦЭЛТ за счет интенсификации процесса обезгаживания: дис. ... канд. тех. наук. Москва. 1985. 112 с.

10. Моряков О.С. Вакуумно-термические и термические процессы в полупроводниковом производстве - 2-е изд., перераб. и доп. М.: Высшая школа, 1980. 181 с.

11. Моряков О.С. Термические процессы в микроэлектронике: учебник для СПТУ - 3-е изд., перераб. и доп. М.: Высшая школа, 1987. 199 с.

12. Броудай И. Физические основы микротехнологии. М.: Мир, 1985. 496 с.

13. Курносов А.И., Юдин В.В. Технология производства полупроводниковых приборов и интегральных микросхем. М.: Высшая школа, 1986. 368 с.

14. Пичугин И.Г. Технология полупроводниковых приборов: учебное пособие для вузов. М: Высшая школа, 1984. 416 с.

15. Справочник по вакуумной технике и технологиям. Мир радиоэлектроники; ХУ11-05 / С. Гэри [и др.]. М.: Техносфера, 2011. 735 с.

16. Излучательные свойства твердых материалов: Справочник / А.Е.Шейндлин [и др.]. М.: Энергия, 1974. 471 с.

17. Абрамович Б.Г., Гольдштейн В.Л. Интенсификация теплообмена излучением с помощью покрытий. М.: Энергия, 1977. 256 с.

18. Бычков С.П. Формирование температурных зон в вакуумно-термических установках локального нагрева // Сборник научных трудов Международной научно-технической конференции «Производительность и надежность технологических систем в машиностроении», МГТУ им.Н.Э.Баумана. Москва. 2015г. 7 с.

19. Термическое оборудование полупроводникового и микроэлектронного производства с лучистым инфракрасным нагревом. Часть II. / Д.Б. Зворыкин[и др.]. М.: ЦНИИ «Электроника», 1975. 81 с.

20. Физико-химические основы микро- и наноэлектроники. Лабораторный практикум: пособие /А.П. Достанко [и др.]. Минск: БГУИР, 2016. 63 с.

21. Снежко Н.Ю. Создание и исследование функциональных наноструктурных композиционных покрытий 1п203^п02) и 7Ю2^203): дис. ... канд. тех. наук. Красноярск. 2014. 136 с.

22. Локтев Д., Ямашкин Е. Методы и оборудование для нанесения износостойких покрытий // Наноиндустрия. 2007. №4. С. 18-24.

23. Минкина В.Г. Получение неорганических покрытий пиролитическим разложением элементоорганических соединений: дис. ... канд. хим. наук. Минск. 1984. 161 с.

24. Малогабаритная вакуумная установка «МВУ ТМ - МАГНА 3М» для нанесения многослойных металлических покрытий методом магнетронного распыления / В.В. Одиноков [и др.] // Наноинженерия. 2014. № 9 (39). С. 8-11.

25. Одиноков В., Павлов Г. Специализированное оборудование для исследования и реализации новых технологий // Наноинженерия. 2008. № 3. С. 14-18.

26. Технологическое вакуумное оборудование: учебник / Л.В. Кожитов [и др.]. Курск: Юго-Зап. гос. ун-т, 2014. 552 с.

27. Свенчанский А.Д. Электрические промышленные печи. Ч.1: Электрические печи сопротивления: учебник для вузов по специальности «Электротермические установки». М.: Энергия, 1975. 382 с.

28. Расчет и конструирование нагревателей электропечей сопротивления / И.А. Фельдман [и др.]. М.-Л.: Энергия, 1966. 104 с.

29. Зворыкин Д.Б., Александрова А.Т., Байкальцев Б.П. Отражательные печи инфракрасного нагрева. М.: Машиностроение, 1985. 176 с.

30. Зворыкин Д.Б., Прохоров Ю.И. Применение лучистого инфракрасного нагрева в электронной промышленности. М.: Энергия, 1980. 175 с.

31. Ермолинский Н.Н. Разработка руководящих указаний для проектирования установок теплового облучения конвейерного типа: технический отчёт светотехнического отдела. М.: ВЭИ, 1951. 106 с.

32. Левитин И.Б. О расчете ИК-облучательных установок методом Н.Н. Ермолинского // Светотехника. 1965. №8. С. 23-31.

33. Левитин И.Б. Применение инфракрасной техники в народном хозяйстве. Л.: Энергоиздат, Ленингр. отд-ие, 1981. 264 с.

34. Metropolis N., Ulam S. The Monte Carlo Method // J. Amer. Statistical association. 1949. Vol. 44. P. 335-341.

35. Rubinstein R.Y., Kroesse D.P. Simulation and the Monte Carlo Method. New York: John Wiley & Sons, Inc., 2007. 372 p.

36. Jensen H.J., Christensen N.J. Photon maps in bidirectional monte carlo ray tracing of complex objects // Computer Graphics. 1995. Vol. 19. P. 215-224.

37. Muzumder S., Kersch A. A fast Monte Carlo Scheme for Thermal Radiation in Semiconductor Processing Application // Numerical Heat Transfer, Part B: Fundamentals. 2000. P. 185-199.

38. Shaughnessy B.M., Newborough M. A New Method for Tracking Radiative Paths in Monte Carlo Simulation // ASME Journal of Heat Transfer. 1998. Vol. 120. P. 792-795.

39. Shirley P., Wang C., Zimmerman K. Monte carlo techniques for direct lighting calculations // ACM Trans. Graph. 1996. Vol. 15. P. 1-36.

40. Шаенко А.Ю. Метод теплового расчета больших космических телескопов и его программная реализация: дис. ... канд. тех. наук. Москва. 2011. 132 с.

41. Спэрроу Э.М., Сесс Р.Д. Теплообмен излучением. Л.: Энергия, Ленингр. отд-ие, 1971. 294 с.

42. Сплавы для нагревателей / Жуков Л.Л. [и др.], М.: Металлургия, 1985, 144 с

43. Бычков С.П. Нагревательные элементы из сплавов с высоким электрическим сопротивлением для вакуумно-термического оборудования // Справочник. Инженерный журнал. 2015. №9. С. 2536.

44. Бычков С.П. Нагревательные элементы из тугоплавких металлов (вольфрам, молибден, тантал, ниобий) для вакуумно-термического

оборудования // Справочник. Инженерный журнал. 2016г. №7. С. 1127.

45. Бычков С.П. Применение галогенных ламп накаливания в качестве нагревательных элементов для вакуумно-термического оборудования // Справочник. Инженерный журнал. 2016. №11. С. 9-18.

46. Справочная книга по светотехнике / Под ред. Ю.Б. Айзенберга. М.: Знак, 2006. 972 с.

47. Гуторов М.М. Основы светотехники и источники света: учеб. пособие для вузов. М.: Энергоатомиздат, 1983. 384 с.

48. Литвинов В.С., Рохлин Г.Н. Тепловые источники оптического излучения (теория и расчет). М.: Энергия, 1975. 246 с.

49. Бычков С.П. Нагревательные элементы из графита для вакуумно-термического оборудования // Справочник. Инженерный журнал. 2016. №8. С. 3-11.

50. Прикладная оптика / Под ред. Н.П.Заказнова. СПб.: Издательство «Лань», 2009. 320 с.

51. Зигель Р., Хауэлл Дж. Теплообмен излучением. М.: Мир, 1975. 934 с.

52. Заказнов Н.П., Кирюшкин С.И., Кузичев В.Н. Теория оптических систем. М.: Машиностроение, 1992. 448 с.

53. Кнорринг Г.М. Светотехнические расчеты в установках искусственного освещения. Л.: Энергия, 1973. 200 с.

54. Трембач В.В. Световые приборы. М.: Высшая школа, 1990. 463 с.

55. Иванникова Н.В. Геометрические модели, алгоритмы проектирования и поиска эффективных параметров рефлекторов технологического назначения: дис. ... канд. тех. наук. Омск. 2017. 114 с.

56. Слюсарев Г.Г. Расчет оптических систем. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ие, 1975. 639 с.

57. Petry К., Weis B., Willing A. Beleuchtungsstarkeberechnung fur ausgedehnte Lichtquellen und ideale Spiegelreflektoren // LichtForschung 3. 1981. № 2. Р. 89-95.

58. Бычков С.П., Жуков В.В. Эффективность применения плоских и трапецевидных отражателей в нагревательных устройствах вакуумно-термических установок // Радиостроение. 2016. №2. С. 110.

59. Айзенберг Ю.Б. Основы конструирования световых приборов: учебное пособие для вузов. М.: Энергоатомиздат, 1996. 704 с.

60. Топорец А.С. Оптика шероховатой поверхности. Л.: Машиностроение, Ленингр. отд-ие, 1988. 191 с.

61. Оптические печи / Г.Г.Лопатина [и др.]. М.: Металлургия, 1969. 215 с.

62. Степаньянц Ю.Р., Федоров Б.С., Титов В.И. Расчет и проектирование высокоинтенсивных нагревательных устройств: учебное пособие. М.: 1991. 140 с.

63. Поляк Г.Л. Анализ теплообмена излучением между диффузными поверхностями методом сальдо // Журнал Технической Физики. 1935. T.V, вып.3. С. 4-36.

64. Дульнев Г.Н., Парфенов В.Г., Сигалов А.В. Применение ЭВМ для решения задач теплообмена. М.: Высшая школа, 1990. 207 с.

65. Исаченко В. П., Осипова В.А., Сукомел А.С. Теплопередача. М.: Энергия, 1975. 488 с.

66. Крейт Ф., Блэк У. Основы теплопередачи. М.: Мир, 1983. 512 с.

67. Лыков А.В. Тепломассообмен. Справочник. М.: Энергия, 1972. 560 с.

68. Цветков Ф.Ф., Григорьев Б.А. Тепломассообмен: учебное пособие для вузов. М.: МЭИ, 2005. 550 с.

69. Panczak T. Non-Grey and Temperature Dependent Radiation Analysis Methods // Proc. Thermal & Fluids Analysis Workshop. 2005. P. 19-65.

70. Будрин Д.В. Расчет лучистого теплообмена // Труды УПИ «Теплообмен и вопросы экономии топлива в металлургических печах». М.: Металлургиздат, 1951. С. 13-37.

71. Блох А.Г., Журавлев Ю.А., Рыжков Л.Н. Теплообмен излучением. М.: Энергоатомиздат, 1991. 432 с.

72. Vueghs P.E. Innovative Ray Tracing Algorithms for Space Thermal Analysis. PhD thesis. Department of Aerospace and Mechanics, Liege, The University of Liege, 2009. 234 p.

73. Fundamentals of heat and mass transfer / T.L.Bergman, A.S.Lavine, F.P.Incropera and D.P.Dewitt. Hoboken: John Wiley&Sons, 2011. 896 p.

74. Siegel R., Howell J.R. Thermal radiation heat transfer. Washington, Taylor&Francis, 1992. 748 p.

75. Howell J.R. Factors from finite areas to finite areas // A catalog of radiation heat transfer configuration factors. URL. http://www.thermalradiation.net/indexCat.html (дата обращения: 15.12.2018).

76. Ключников А.Д., Иванцов Г.П. Теплопередача излучением в огнетехнических установках. М.: Энергия, 1970. 400с.

77. Modest M.F. Radiative heat transfer. New York: McGraw-Hill, 2013. 450 p.

78. Mahan J. R. Radiation Heat Transfer: A Statistical Approach. New York: Wiley, 2002. 504 p.

79. Оцисик М.Н. Сложный теплообмен. М.: Мир, 1976. 615 с.

80. Макарычев И. И., Кондратьев А.И. Сверхвысоковакуумные электрические печи сопротивления. М.: Энергия, 1975. 96 с.

81. Bondarenko A., Kolomiytsev A., Shapovalov V. The target heating influence on the reactive magnetron sputtering process // Journal of Physics: Conference Series. 2016. 01/2016. P. 7-29.

82. Karzin V.V., Komlev A.E., Karapets K.L., Lebedev N.K. Simulation of heating of the target during high-power impulse magnetron sputtering // Surface and Coatings Technology. 2018. 334. P.269-273.

83. Substrate heating and cooling during magnetron sputtering of copper target / V.I. Shapovalov [and other] // Physics Letters A. 2016. 380(7-8). P. 882-885.

84. Shapovalov V.I., Minzhulina E.A. Studying heating of magnetron target based on measurement of substrate temperature // Vacuum. 2019. 161. P. 324-327.

85. Завьялов А.В., Морозова А.А., Шаповалов В.И. Нагревание подложки при магнетронном распылении горячей мишени // Материалы Международной научно-технической конференции INTERMATIC-2016, 21 - 25 ноября 2016г, М.: МИРЭА. 2016. Часть 3. С. 106-108.

86. Bychkov S.P. Determination of heat fluxes and surface temperatures during magnetron sputtering with a cold and hot target // 25th International Conference on Vacuum Technique and Technology - IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 387. 2018. 012010. P. 24-27.

87. Теория тепломассообмена: учебник для вузов / С.И. Исаев [и др.]. М: Издательство МГТУ им. Н. Э. Баумана, 2018. 462 c.

88. Брамсон М.А. Инфракрасное излучение нагретых тел. М.: Наука, 1964. 223 с.

89. Анализ влияния спектральных характеристик излучения на температурное состояние двухслойной пластины / Мьо Тан [и др.] // Вестник МГТУ им. Н.Э. Баумана. Сер. Машиностроение. 2006. № 3(64). C. 24-36.

90. Цоколь галогенной лампы накаливания: а.с. 365755 СССР / М.Ш. Левейкин, В.Ю. Граковский; заявл. 13.08.71; опубл. 08.01.73. Бюлл.№6.

91. Электрический разъем свободного сочленения: а.с. 951504 СССР / В.П. Годин, В.Н. Корольков, А.П. Лукиянчук, Л.Л. Миклашевский, В.А.; заявл. 18.08.80; опубл. 15.08.82. Бюлл.№30.

92. Электроконтактная пара: а.с. 1742912 СССР / В.В. Мокрышев; заявл. 10.11.89; опубл. 23.06.92. Бюлл.№23.

93. Электротермическое оборудование: справочник / Под общей редакцией А.П.Альтгаузена, М.Я.Смелянского, М.С.Шевцова. М.: Энергия, 1967. 448 с.

94. Гнездо электрического соединителя: а.с. 1809479 СССР / В.В. Иордан, А.А. Герасименко, В.А. Костюк; заявл. 01.11.89; опубл. 15.04.93. Бюлл.№14.

95. Новицкий Л.А. Оптические свойства материалов при низких температурах: справочник. М.: Машиностроение, 1980. 224 с.

96. Зиновьев В.Е. Теплофизические свойства металлов при высоких температурах: справочник. М.: Металлургия, 1989. 382 с.

97. Мухин В.С., Саков И.А. Приборы контроля и средства автоматики тепловых процессов. М.: Высшая школа, 1988. 255 с.

98. Жарковский Б.И. Приборы автоматического контроля и регулирования: устройство и ремонт. М.: Высшая школа, 1989. 335 с.

99. Рогельберг И.Л., Бейлип В.М. Сплавы для термопар. М.: Металлургия, 1983. 360 с.

100. Гордов А.Н. Основы пирометрии. М.: Металлургия, 1971. 447 с.

101. Магунов А.Н.. Спектральная пирометрия. М.: Физматлит, 2012. 248 с.

102. Снопко В.Н. Спектральные методы оптической пирометрии нагретой поверхности. Минск: Наука и техника, 1988. 150с.

ПРИЛОЖЕНИЕ

П.1. Расчет системы водяного охлаждения

Систему жидкостного охлаждения обычно выполняют в виде змеевика из трубки или полутрубки круглого или специального профиля, приваренной к охлаждаемой поверхности, или в виде специального канала, сформированного внутри охлаждаемой поверхности. И в том, и в другом случае необходимо обеспечить высокую теплопроводность материалов охлаждаемой стенки с целью обеспечения интенсивной теплопередачи от поверхности к жидкости всего отводимого теплового потока. Целью расчета системы охлаждения является:

-определение требуемого расхода и скорости движения охлаждающей жидкости,

-расчет коэффициента теплоотдачи в режиме течения, определяемом параметрами потока в канале,

-расчет количества теплоты, снимаемого и уносимого охлаждающей жидкостью при найденном значении коэффициента теплоотдачи, -определение требуемого числа ветвей охлаждения. На предыдущих этапах необходимо определить: -мощность, которая должна быть отведена системой охлаждения Рн,

[Вт];

-предварительные размеры канала охлаждения (длина, размеры поперечного сечения, в том числе площадь поперечного сечения канала охлаждения Fохл);

После этого осуществляют расчет системы охлаждения в следующем порядке:

1. Предварительное определение потребного расхода охлаждающей

-5

жидкости Qж, [м/с]:

ж

__Р

ж

О = н

ж

сжр(Твых Твх)

где Твых — Твх [°С] - разность температур охлаждающей жидкости, соответственно, на выходе и входе в систему охлаждения;

сж [Дж/(кг-°С)] - средняя массовая теплоемкость охлаждающей жидкости в диапазоне температур Твх^ Твых;

-5

р [кг/м ] - средняя плотность охлаждающей жидкости в диапазоне температур Твх^ Твых;

Рн [Вт] - мощность, которая должна быть отведена системой охлаждения.

Температура на входе в систему охлаждения Твх выбирается исходя из имеющихся условий (как правило, несколько ниже температуры окружающей среды). Температура на выходе из системы Твых выбирается в пределах 40-60оС, причем выбор заниженного значения приводит к увеличению расхода жидкости, а повышение этой температуры влечет за собой повышенное осаждение солей на стенки канала охлаждения и может привести к образованию в нем накипи, что в свою очередь уменьшает поперечное сечение канала и снижает величину коэффициента теплоотдачи от стенок канала к жидкости, в результате чего интенсивность охлаждения снижается и температура на охлаждаемой поверхности растет. Совершенно недопустимо кипение жидкости в канале, если это не предусмотрено специальным образом.

2. Расчет предварительного значения требуемой скорости движения жидкости в канале [м/с]:

_ Qж

^ж - р-,

"охл

где "охл [м2] - средняя площадь поперечного сечения канала охлаждения.

Скорость движения жидкости в канале должна быть достаточно большой, чтобы обеспечить стабильно турбулентный режим течения жидкости, характеризуемый значительно более высокими значениями коэффициента теплоотдачи по сравнению с ламинарным режимом. Для воды обычно принимают достаточным 1,5м/с, при этом считают,

что турбулентный режим обеспечивается при значении критерия Рейнольдса Reж > 5000, где

Reж =-,

Ж ^ж

л

где vж [м/с] - кинематическая вязкость охлаждающей жидкости при температуре Tср=0,5(Tвх+TвьIх),

10 [м] - характерный размер канала охлаждения. Для цилиндрических труб характерный размер 10 равен диаметру отверстия, для труб и каналов произвольного сечения он определяется из соотношения

4F

, _ охл

где П [м] - периметр внутренней поверхности поперечного сечения канала охлаждения.

л

3. Определяем значение коэффициента теплоотдачи аж

[Вт/(м- С)]

от стенки к охлаждающей жидкости из числа Нуссельта рассчитанного по соответствующему критериальному уравнению.

Число Нуссельта Nuж - безразмерный коэффициент теплоотдачи

Лж

где Аж [Вт/(м-°С)]- коэффициент теплопроводности жидкости при температуре Тср.

Вид расчетного критериального уравнения определяется исходя из анализа рассматриваемой системы тел.

Средняя теплоотдача при турбулентном режиме в прямых гладких трубах для капельных жидкостей при Ргж > 1 может рассчитываться по формуле М.А.Михеева [65]:

/Рг ч°,25

Nuж = 0,021 • Reж0,8 • Ргж0,43 ^^ • £1, где Ргж и Ргст - числа Прандтля при температуре tж и

р — ^ р — VI

Ргж , Ргст ,

аж аст

-ж и аст .■•2

2

где аж и аст [м/с] - коэффициент температуропроводности

л

жидкости, и уст [м/с] - коэффициент кинематической вязкости жидкости, соответственно, при температуре ^ и За определяющую температуру ^ при расчете принимается средняя температура жидкости в трубе, за определяющий размер - внутренний диаметр трубы, - средняя температура поверхности стенки. Поправочный коэффициент £ учитывает особенности теплоотдачи на начальном участке трубы и может быть

определен в зависимости от отношения / по формуле

2d

£1 ~ 1 + —.

Длина начального теплового участка при турбулентном режиме, согласно многочисленным опытным данным, составляет примерно 10-15 характерных размеров (для круглых труб - внутренних диаметров) поперечного сечения трубы.

Для ламинарного режима при вязкостном течении жидкости в гладких трубах круглого поперечного сечения диаметром й можно выделить несколько вариантов расчетных зависимостей, для выбора из которых необходимо предварительно соотнести длину рассматриваемой трубы и длину начального теплового (термического) участка.

Теория дает возможные расчетные оценки длины начального термического участка 1нт, величина которого, вообще говоря, зависит от множества факторов (в том числе от коэффициента теплопроводности жидкости, наличия гидродинамической стабилизации, числа Рейнольдса Re, распределения температур на входе и т.п [65].

При ламинарном режиме течения жидкости с постоянными физическими параметрами и однородной температурой на входе по трубе с характерным размером 10

-при постоянной температуре стенки трубы 1ст=сот1

1НТ - 0,055 • Reж • Ргж;

10

-при постоянной плотности теплового потока на поверхности трубы

qст=const

1НТ - 0,07 • Reж • Ргж.

10

Из данных выражений видно, что при значении критерия Рейнольдса около 2000, что соответствует верхним значениям для ламинарного режима, для газов, у которых Ргж = 1, расчетная длина начального теплового участка достигает примерно ста диаметров, для вязких жидкостей (Ргж >1) величина термического начального участка изменяется от нескольких сот до тысяч диаметров.

Это означает, что для капельных жидкостей теплообмен в трубах при ламинарном режиме течения практически всегда происходит в пределах начального теплового участка.

Для расчета местных коэффициентов теплоотдачи при длине трубы меньшей, чем длина начального теплового участка, можно использовать выражение [65]

/ Р \ 0,25 0 ^

0,5 0,43 ( РГж(ХН ,

Г©"

Ниж(х) - 0,33 • Reж(х) , • Ргж(х) ^ Рг , 1Н

чргст(х)/ ^

где .х - определяющий размер - расстояние рассматриваемого сечения от начала трубы; определяющая температура ^ - средняя температура жидкости в рассматриваемом сечении; значение Ргж(ст) рассчитывается по местному значению температуры стенки d -проходной диаметр трубы. Данную формулу по отношению к значению местного коэффициента теплоотдачи аж(х) — аж(х) как функции от х можно представить в виде

аж(х) — С • х

п л о о 0 5 уж(х)0,18 аж(ст)0,25 ^ж

где С - 0,33 • шж(х)0,5 • ^^^ • • ^ - величина, не

зависящая от х .

Средний коэффициент теплоотдачи а при длине трубы I после интегрирования

184 _ _ 10

а _ ~^~аж(х=1).

При длине трубы I большей, чем длина начального теплового участка, и теплообмене с начала трубы, средний коэффициент теплоотдачи может быть определен из уравнения [65]

/ Т\^3 /Ц \ 0,14

Миж^Кт) '©

где Реж - число Пекле, Реж = Reж • Ргж; цж и цст - коэффициенты динамической вязкости охлаждающей жидкости, соответственно, при температуре ^ и , при этом учет влияния вязкости с помощью /^>Л0Д4

симплекса ) имеет место для капельных жидкостей и непригоден для газов, а область применения всей формулы ограничена соотношением

/И \ 0,14

0,07 < ( — ) <1500 ; определяющим размером для расчета Ыиж и Реж

является внутренний диаметр трубы d; теплофизические параметры жидкости, входящие в состав Ыиж и Реж, а также значение коэффициента динамической вязкости жидкости ^ж определяются при температуре

. . ^срл ~

tж = --а значение цст находится для жидкости при средней

температуре стенки средний коэффициент теплоотдачи, получаемый из Ыиж, соотносится со средним логарифмическим температурным напором

^срл = М1мМ2, Лt1 и Лt2 - местные температурные напоры (Дti = Лtстi —

1ПТ-1

Д-2

Лtжi), соответственно, в начале и в конце участка осреднения; поправочный коэффициент £1 на гидродинамический начальный участок, формирующийся одновременно с термическим начальным участком, рассчитывается по формуле [65]

0,1^еТ)1/7

£1 =

-1

1 + 2,5 (КеТ)

причем данная формула справедлива при выполнении условия Ке У > 20, а определяющие величины те же, что и при определении Ыиж и Реж. Если в

начале трубы имеется необогреваемый участок 10 меньший по длине, чем величина термического начального участка 1нт, то при расчете Ыиж и £ вместо I подставляют (/ + 10); если 10 > 1нт, то £ - 1. Данную формулу предпочтительнее использовать при постоянной или слабо изменяющейся по длине трубы температуре стенки.

При вязкостно-гравитационном режиме течения жидкостей в гладких трубах круглого поперечного сечения диаметром й коэффициент теплоотдачи больше, чем при вязкостном режиме - в результате естественной конвекции он может увеличиться в 5 раз. Этот режим согласно [65] имеет место при Gгж • Ргж > 8 • 105, характерная температура при определении физических параметров, входящих в состав Gгж • Ргж -это средняя температура ^ между температурой стенки трубы и температурой жидкости на входе в трубу. Приближенная оценка среднего коэффициента теплоотдачи в случае гладкой трубы круглого поперечного сечения может производиться по формуле

/Рг ч°,25

Ниж - 0,15 • Reж0,33 • Ргж0,43 • (GГж • Ргж)0д • (р^) • £1,

где характерным размером является внутренний диаметр трубы, характерной температурой - средняя температура жидкости в трубе, коэффициент £] учитывает изменение среднего коэффициента теплоотдачи по длине трубы и имеет приблизительные значения, которые приведены в Таблице 9.

Таблица 9.

Значение поправки £ на длину трубы в зависимости от соотношения ее длины / и внутреннего диаметра й при расчете теплоотдачи жидкости, движущейся в вязкостно-гравитационном режиме в гладкой круглой трубе.

1 2 5 10 15 20 30 40 >50

£1 1,90 1,70 1,44 1,28 1,18 1,13 1,05 1,02 1

В области, переходной между ламинарным и турбулентным режимом, количественное описание процесса теплообмена затруднено,

обобщенные методики расчета отсутствуют. Приближенная оценка наибольшего и наименьшего значений коэффициента теплоотдачи проводится по соответствующим формулам для турбулентного и ламинарного режимов.

Расчет теплоотдачи в трубах некруглого поперечного сечения проводят по формулам для гладких круглых труб, однако в качестве определяющего размера используется так называемый эквивалентный диаметр Тэкв, значение которого определяется в зависимости от площади поперечного сечения Fсеч и смоченного периметра Р внутреннего канала рассматриваемой трубы:

Если числитель и знаменатель этого выражения умножить на длину рассматриваемого участка трубы, то будет видно, что эквивалентный или гидравлический диаметр представляет собой учетверенное отношение внутреннего объема канала трубы к площади ее поверхности.

Следует иметь в виду, что расчет теплоотдачи с помощью эквивалентного диаметра является приближенным, точные границы его применимости не установлены. По данным М.А.Михеева [65] удовлетворительные результаты получаются при расчете теплоотдачи в каналах прямоугольного (соотношение сторон Ь^=1^40) и треугольного сечений при турбулентном режиме движения жидкости. По другим данным [65], этот метод непригоден при ламинарном режиме.

Средние коэффициенты теплоотдачи на внутренних стенках каналов кольцевого поперечного сечения при турбулентном движении капельных жидкостей согласно [65] можно рассчитать по уравнению

Характерной температурой в данном случае является средняя температура жидкости в трубе, характерный размер равен разности диаметров внешней и внутренней поверхностей канала 10 = Т2 — Т1, число Ргст выбирается по средней температуре поверхности стенки, особенности

теплообмена в кольцевых каналах учитываются дополнительным / \ 0,18

множителем ( ) , где d2 - внешний, d1 - внутренний диаметры

кольцевого канала. Формула справедлива при d2/d1=1,2^14, 1М=50^460, Ргж=0,7-100.

При движении в изогнутом канале в жидкости возникают центробежные силы, создающие в поперечном сечении так называемую вторичную циркуляцию, в результате чего теплоотдача в трубе несколько возрастает. Экспериментально было установлено, что вторичная циркуляция возникает только при числах Рейнольдса, больших некоторого критического значения ReкрI, причем ReкрI < 2000. Для определения ReкрI при течении жидкости в винтовых змеевиках предложена формула [65]

Re

кр ТаЖ

где d - внутренний диаметр трубы, R - радиус закругления змеевика (по средней линии), формула справедлива при d/R > 8 • 10-4. При дальнейшем увеличении значения критерия Рейнольдса до уровня выше некоторого критического значения ReкрII может наступить развитое турбулентное течение, причем в винтовых змеевиках это значение выше аналогичного критического значения критерия Рейнольдса для прямых труб. Для определения ReкрII при течении жидкости в винтовых змеевиках предложена формула [65]

ReкрII - 18500 • (d/2R)0,28.

Характер зависимостей критических значений числа Рейнольдса от соотношения диаметра трубы и радиуса ее изгиба представлены на Рисунке П.1.

Рисунок П.1. Зависимость критических значений критерия Рейнольдса от отношения диаметра трубы к радиусу изгиба змеевика при движении жидкости в изогнутом канале.

Можно выделить три разных области в зависимости от значения критерия Рейнольдса. В области I при Ке < Кекр! имеет место ламинарный режим течения без вторичной циркуляции, расчет теплоотдачи можно вести по формулам для ламинарного режима течения жидкости в гладких прямых трубах. В области II при Кекр! < Ке < Кекрп режим течения ламинарный со вторичной циркуляцией, для расчета коэффициента теплоотдачи можно использовать уравнение М.А.Михеева для турбулентного режима в гладких прямых трубах [65]. В области III при Ке > Кекрп имеет место турбулентный режим течения при наличии вторичной циркуляции, для расчета коэффициента теплоотдачи можно использовать уравнение М.А.Михеева для турбулентного режима в гладких прямых трубах, но, с учетом поправочного коэффициента £изг, учитывающего изогнутость трубы:

,рг ч 0,25

Ыиж = 0,021 • Кеж0,8 • Рг

0,43 / РГж\ Гж (РГст)

• £1 • £

изг

£изг = 1 + 1,8 ^•

Для учета влияния шероховатости внутренней поверхности трубы на значение коэффициента теплоотдачи следует определить соотношение средней высоты микронеровностей поверхности канала б и толщины вязкого подслоя (гидродинамического пограничного слоя) бп.

Толщина гидродинамического пограничного слоя определяется в зависимости от режима течения жидкости.

При ламинарном режиме на расстоянии х от входа в трубу

бп 4,64

х Тяё

при этом коэффициент теплоотдачи не зависит от высоты микронеровностей, однако теплоотдача увеличивается за счет большей величины поверхности теплообмена шероховатой поверхности по сравнению с гладкой.

При турбулентном режиме для круглой трубы

30d

б-

п

где й - внутренний диаметр трубы, 1 - коэффициент гидравлического трения. При турбулентном режиме различают два основных случая:

1)Микронеровности погружены в подслой (б < бп), при этом они не нарушают течения в подслое и обтекаются без отрыва. В этом случае при теплоотдаче никакой разницы между гладкой и шероховатой трубами нет, расчет ведут по формулам для гладких труб.

2)Микронеровности выходят за пределы вязкого подслоя (б > бп), течение в вязком подслое нарушается, происходит отрывное, вихревое обтекание микронеровностей шероховатости, увеличиваются турбулентные пульсации у стенки и особенно у вершин микронеровностей. Подобное изменение течения приводит к увеличению теплоотдачи, так как основное термическое сопротивление сосредоточено в вязком подслое.

При определенных условиях теплоотдача шероховатой трубы может значительно увеличиться по сравнению с гладкой, что позволяет использовать шероховатость как средство интенсификации теплообмена. В

то же время при нерациональном выборе шероховатости коэффициент теплоотдачи может быть и ниже чем в гладкой трубе, так как при значительных размерах микронеровностей у поверхности стенки может образовываться застойная зона. При одной и той же относительной шероховатости 6^ ^ - характерный размер поперечного сечения канала) можно получить как улучшение, так и ухудшение теплоотдачи в зависимости от значения критерия Рейнольдса, формы микронеровностей, расстояния между ними. Оптимальным является создание шероховатости с

относительным шагом = 12 ^ 14, где s - расстояние между

\о/опт

соседними микронеровностями по потоку.

При - > 8 для расчета среднего коэффициента теплоотдачи может быть использована формула В.И.Гомелаури [65]

0,25

Рг

Nuж = 0,022 • Кеж0,8 • Ргж 1 рг

0,47 / РГж\

ГЖ ^РГст'

•£

Ш'

где £ш - коэффициент шероховатости

(6)

£ш = ехр

0,85

опт

£ш = ехр

0,85

s 6

s 6

при 6 > Ы'

опт

(6)

опт

при 6 < (6)

опт

При расчетах можно принять, что оптимальный относительный шаг =13, формула действительна при значениях 1 < Рг < 80,

о опт

определяющей температурой является средняя температура жидкости в трубе, определяющий размер для труб произвольного поперечного сечения - эквивалентный диаметр, для кольцевых каналов - разность наружного и внутреннего диаметров.

Основные теплофизические параметры воды в области рабочих температур системы водяного охлаждения представлены в Таблице 10.

Таблица 10.

Основные теплофизические параметры воды в области температур 0 -^100 °С при давлении 1,013 бар.

Температура Плотность р, кг/м3 Коэффициент теплопроводности X, Вт/(м-°С) Кинематическая вязкость V, м2/с Коэффициент температуропро -водности а, м2/с Удельная теплоемкость Ср, Дж/(кг-°С) Рг

0 999,9 0,551 1,789-10-6 1,31-10-7 4212 13,67

10 999,7 0,574 1,306-10-6 1,37-10-7 4191 9,52

20 998,2 0,599 1,006-10-6 1,43-10-7 4183 7,02

30 995,7 0,618 8,05-10-7 1,49-10-7 4174 5,42

40 992,2 0,635 6,59-10-7 1,53-10-7 4174 4,31

50 988,1 0,648 5,56-10-7 1,57-10-7 4174 3,54

60 983,2 0,659 4,78-10-7 1,60-10-7 4179 2,98

70 977,8 0,668 4,15-10-7 1,63-10-7 4187 2,55

80 971,8 0,674 3,65-10-7 1,66-10-7 4195 2,21

90 965,3 0,680 3,26-10-7 1,68-10-7 4208 1,95

100 958,4 0,683 2,95-10-7 1,69-10-7 4220 1,75

4. Мощность, реально снимаемая охлаждающей жидкостью Рохл [Вт], определяется по формуле

РОХЛ аж • ^ср} • Пср • 1к • кто,

л

где аж [Вт/(м К)] - значение коэффициента теплоотдачи для предполагаемой расчетной схемы, найденное по результатам предыдущего этапа;

£ст [°С] - температура охлаждаемой стенки;

£ср [°С] - средняя температура охлаждающей жидкости в канале;

Пср [м] - средний периметр поперечного сечения рассматриваемого канала охлаждения;

1к [м] - длина поверхности контакта канала охлаждения и охлаждаемой поверхности;

кто - коэффициент, учитывающий неравномерность теплоотдачи по периметру канала, 0,5<кто <1,0, значение кто определяется из соотношения площадей теплоотдающей и полной поверхностей канала охлаждения с

учетом интенсивности теплопередачи теплопроводностью внутри стенки канала.

Если реально снимаемая охлаждающей жидкотью мощность меньше, чем мощность, которая должна быть отведена системой охлаждения, то следует увеличить значение предполагаемого расхода охлаждающей жидкости и повторить расчет.

5. Гидравлический расчет системы охлаждения с целью определения достаточности имеющегося напора (при подключении к городской водопроводной сети давление в ней равно (2^3)105Па).

Для проведения этого расчета используется уравнение Бернулли, согласно которому энергия движущейся жидкости расходуется на преодоление сопротивлений, обусловленных трением жидкости об стенки канала, и местных сопротивлений, обусловленных изменением потока по величине и направлению. При этом при установившемся движении жидкости полная энергия потока остается неизменной для любого сечения потока.

При расчете системы охлаждения можно пренебречь одной из составляющих полного уравнения Бернулли - так называемой энергией положения, если заведомо предусмотреть, что входное сечение канала охлаждения находится на уровне, как минимум, не ниже выходного сечения, тогда суммарная энергия потока будет определяться суммой энергии гидродинамического давления, кинетической энергии и величиной гидравлических потерь.

Система охлаждения будет нормально функционировать, если имеющегося на входе в систему охлаждения избыточного давления жидкости будет достаточно для компенсации всех гидравлических потерь при ее движении вдоль канала. Другими словами, критерий гидравлической работоспособности системы охлаждения - большее значение энергии максимального гидродинамического давления на входе в систему охлаждения по сравнению с величиной гидравлических потерь по ее длине. Если при этом необходимо обеспечить некоторое значение

скорости, то разница между энергией избыточного гидродинамического давления на входе в систему охлаждения и величиной гидравлических потерь энергии должна быть не меньше кинетической энергии потока на выходе из системы охлаждения:

2

1 ^ср

ЛРвх - Р • g • ^от = Р • «кэ

2 '

где Лрвх, [Па] - избыточное давление охлаждающей жидкости на входе в систему охлаждения;

-5

р, [кг/м ] - плотность охлаждающей жидкости;

Л

g, [м/с ] - ускорение свободного падения;

^от, [м] - сумма гидравлических потерь при движении жидкости по каналу охлаждения;

акэ - коэффициент кинетической энергии потока (коэффициент Кориолиса), учитывающий неравномерность распределений скоростей по сечению потока (представляет собой отношение действительной кинетической энергии потока к кинетической энергии, вычисленной по средней скорости), для ламинарного режима принимают акэ=2, для турбулентного режима акэ=1,03^1,2 (на практике обычно акэ=1,1);

^ср, [м/с] - средняя скорость движения жидкости в канале системы охлаждения.

Таким образом, достаточность имеющегося напора при имеющемся, найденном по результатам расчета требуемой теплоотдачи, значении скорости движения жидкости определяется величиной суммы гидравлических потерь ^от, которая складывается из потерь трения по длине ^ и потерь на преодоление местных сопротивлений hM

^от = ^ +

Потери напора по длине ^ обычно определяют по формуле Дарси-Вейбаха

^ ^ср2

hт

1о 2g '

где ^ - коэффициент гидравлического трения /-го участка (коэффициент Дарси);

^ - длина /-го участка трубопровода, [м];

10 - эквивалентный диаметр трубопровода, [м];

^ср - средняя скорость жидкости в рассматриваемом сечении, [м/с].

Величина коэффициента гидравлического трения ^ зависит от многих факторов, прежде всего - от режима течения и шероховатости стенок. При ламинарном режиме движения жидкости его величина достаточно точно определяется простой зависимостью от критерия Рейнольдса

64

А=яе ■

При турбулентном режиме течения жидкости выделяют три области гидравлического сопротивления:

1)Область гидравлически гладких труб имеет место в случае, когда высота микронеровностей меньше толщины вязкого подслоя. Значение коэффициента гидравлического трения зависит только от значения критерия Рейнольдса А = ^Яе) и может быть вычислено, например, по формуле Блазиуса

0,3164

т, _ ___

А Яе0,25'

2)Доквадратичная область имеет место при некотором увеличении значения критерия Рейнольдса и такой толщине вязкого подслоя, когда часть микронеровностей остается погруженной в него, а другая их часть выходит за его пределы. В этом случае значение коэффициента гидравлического трения зависит не только от величины Re, но и от значения кэ/10 так называемой эквивалентной относительной шероховатости А = ^Яе; кэ/10), где кэ - эквивалентная шероховатость, примерные значения которой для естественных поверхностей различных труб представлены в Таблице 11; 10 - характерный размер рассматриваемой трубы.

Таблица 11.

Рекомендуемые значения эквивалентной шероховатости кэ для труб из различных материалов

Материал (вид труб) Состояние труб Эквивалентная шероховатость кэ, мм

Новые и чистые 0,01-0,02

Битумизированные до 0,04

Стальные Водопроводные, бывшие в 1,2-1,5

бесшовные эксплуатации

(цельнотянутые) После нескольких лет эксплуатации 0,15-0,3

Очищенные после долгой до 0,04

эксплуатации

Новые или старые в хорошем 0,04-0,1

состоянии

Стальные сварные Умеренно заржавевшие Загрязненные при экспл.в воде, но не ржавые 0,3-0,7 0,95-1,0

Старые заржавевшие 0,8-1,5

Новые битумизированные 0,05

Оцинкованные Новые и чистые 0,1-0,2

стальные После нескольких лет эксплуатации 0,4-0,7

Из стекла и

цветных Новые, технически гладкие 0,002

металлов

Расчет коэффициента гидравлического трения в доквадратичной области проводят по формуле А.Д.Альтшуля

кэ 68ч°,25

/кэ 68,

Данная формула носит универсальный характер, при малых числах

гидравлически гладких труб, при больших - обращается в формулу Шифринсона для квадратичной области.

3)Квадратичная или автомодельная область соответствует большим числам Рейнольдса, выступы шероховатости стенок канала попадают в ядро течения и оказывают дополнительное сопротивление движению жидкости. Значение коэффициента гидравлического трения определяется значением эквивалентной относительной шероховатости А = ^кэ/10), Расчет коэффициента гидравлического трения в квадратичной области проводят по формуле Шифринсона

Потери напора hM на местных сопротивлениях обычно определяют по формуле Вейсбаха

где £ - коэффициент ьго местного сопротивления;

- средняя скорость жидкости в рассматриваемом сечении, [м/с]. Основными разновидностями местных сопротивлений являются -внезапное расширение потока, -внезапное сужение потока, -диффузор (постепенное расширение потока), -конфузор (постепенное сужение потока), -диафрагма,

-изменение направления потока,

-арматура трубопроводов (задвижки, краны, клапаны и т.п.). При внезапном расширении потока (Рисунок П.2) значение коэффициента местного сопротивления определяется в зависимости от

Рейнольдса

она переходит в формулу Блазиуса для

отношения площадей поперечного сечения трубопровода до расширения и после него F2:

Рисунок П.2. Схема внезапного расширения потока. -при отнесении коэффициента сопротивления к скорости ^ср1 в узкой части трубопровода (до его расширения)

И-0';

Ий-О-

-при отнесении коэффициента сопротивления к скорости ^ср2 в широкой части трубопровода (после его расширения)

г-"

При внезапном сужении потока (Рисунок П.3) значение коэффициента сопротивления, относимого к скорости мср2 в трубопроводе после его сужения, определяется в зависимости от степени сжатия струи Ег

сж

2

1)

^сж '

Рисунок П.3. Схема внезапного расширения потока. Степень сжатия струи определяется в зависимости от соотношения площадей трубопровода до его сужения F1 и после него F2, значение £сж приведены в Таблице 12.

Таблица 12.

Значение коэффициента сжатия £сж при внезапном сужении потока

F2 Fl 0,01 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0