Термостабилизация электронных приборов с интенсивными тепловыделениями тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.04.14, кандидат наук Герасютенко Виктория Викторовна

• Герасютенко Виктория Викторовна
• кандидат наук
• 2021

Оглавление диссертации кандидат наук Герасютенко Виктория Викторовна

Реферат

Synopsis

Введение

ГЛАВА 1. Методы обеспечения термостабилизации приборов

1.1 Методы аккумуляции теплоты

1.2 Виды теплоаккумулирующих материалов

1.3 Охлаждение приборов и устройств электронной техники

с помощью применения легкоплавких веществ

1.4 Тепловые аккумуляторы для термостабилизации электронных устройств космической техники

1.5 Применение тепловой трубы в аккумуляторе теплоты

1.6 Тепловые трубы для систем термостабилизации

космических аппаратов

ГЛАВА 2. Применение тепловых труб в системах

термостабилизации электронных приборов

2.1. Исследование влияния расположения в пространстве тепловой трубы

на ее тепловое сопротивление

2.2. Метрологическое обеспечение при проведении исследований

2.3. Исследование теплового режима прибора с блоком охлаждения

на тепловых трубах

2.4. Выводы к главе

ГЛАВА 3. Разработка системы термостабилизации на базе тепловой трубы с тепловым аккумулятором

3.1. Методика проведения исследований

3.2. Результаты исследования

3.3. Методика выбора параметров теплоаккумулирующей

системы охлаждения

3.4. Выводы к главе

ГЛАВА 4. Микроканальное охлаждение электронной аппаратуры

4.1. Конвективный теплообмен в каналах малого диаметра

4.2. Установка для исследования интенсивности конвективного теплообмена в каналах малых диаметров

4.3. Результаты экспериментальных исследований

4.4. Выводы к главе

Заключение

Список сокращений и условных обозначений

Список литературы

Список иллюстративного материала

Приложение А

Тексты основных публикаций

Реферат

Общая характеристика диссертации

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Термостабилизация электронных приборов с интенсивными тепловыделениями»

Актуальность работы

Обеспечение нормального теплового режима приборов и устройств электронной техники и разработка методов расчета и выбора параметров систем обеспечения теплового режима является актуальной задачей. Это объясняется тем, что без поддержания заданного температурного режима трудно обеспечить длительную работу, стабильность параметров и необходимую надежность элементов электронной аппаратуры. При конструировании систем охлаждения электронных приборов часто возникают проблемы отвода теплоты от небольших элементов с высокой мощностью рассеиваемой теплоты и узким температурным диапазоном функционирования.

Температурное состояние оказывает значительное влияние на стабильность электронных параметров полупроводниковых приборов. Возрастание плотности рассеиваемой мощности может привести к повышению температуры полупроводниковой структуры, и даже к выходу ее из строя. Интенсифицировать отвод теплоты от тепловыделяющих объектов можно с помощью увеличения теплоотводящих поверхностей, повышения коэффициента теплоотдачи при проектировании и эксплуатации тех или иных систем охлаждения.

Проблема обеспечения оптимального теплового режима работы РЭА решается за счет применения различных систем термостабилизации на тепловых трубах, теплоаккумулирующих устройств на основе фазовых переходов, микроканального охлаждения и др.

Тепловые трубы применяются для передачи теплоты на значительные расстояния при небольших перепадах температуры, стабилизации температурного поля по конструкции аппарата. С помощью использования тепловых труб удается значительно сократить размеры и массу систем термостабилизации и обеспечить равномерность температурного поля объекта.

В процессе эксплуатации некоторые элементы электроники подвергаются воздействию однократных или периодически повторяющихся тепловых нагрузок, кратковременному воздействию внешних тепловых потоков. При этом резко возрастает выделяемая тепловая мощность в элементах электроники и, как правило, электронное оборудование не успевает выйти в стационарный тепловой режим работы. Поэтому при создании систем охлаждения применяют теплоаккумулирующие устройства, позволяющие снизить скорость разогрева и стабилизировать тепловой режим мощных тепловыделяющих элементов электронной техники. В качестве теплоаккумулирующих материалов применяют плавящиеся вещества с высокой теплотой фазовых переходов. Плавление протекает с поглощением теплоты на границе раздела твердой и жидкой фаз, и является обратимым процессом, поэтому плавящиеся вещества можно применять неоднократно при воздействии периодических тепловых нагрузок.

В современной электронике отмечается стремление к миниатюризации элементов, усложнению конструкций электронных устройств и увеличению плотности рассеиваемого элементами теплового потока, следствием чего служит необходимое сокращение массовых и габаритных параметров систем охлаждения электронной аппаратуры. Одним из методов термостабилизации электронной аппаратуры является применение микроканального охлаждения. Интенсифицировать отведение теплоты от электронных приборов и устройств в жидкостных системах охлаждения можно путем применения каналов малого диаметра (1 - 2 мм). В микроканальных жидкостных системах охлаждения интенсивность конвективного теплообмена высока даже при небольших

3 2

скоростях движения жидкости в канале и достигает 40 10 Вт/м К.

Цель работы

Целью работы является обеспечение нормального теплового режима приборов и устройств электронной техники и разработка методов расчета и выбора параметров систем обеспечения теплового режима.

Задачи работы

1. Проанализировать данные, посвященные системам термостабилизации на основе тепловых труб, с использованием аккумуляторов теплоты на плавящихся веществах; микроканальному охлаждению;

2. Провести исследования влияния ориентации тепловой трубы в пространстве на ее тепловое сопротивление при различной подводимой мощности;

3. Разработать систему обеспечения теплового режима на базе тепловых труб с тепловым аккумулятором в виде плавящегося вещества;

4. Исследовать интенсивность конвективного теплообмена в каналах малого диаметра.

Научная новизна работы

1. Предложен метод повышения эффективности охлаждения электронных устройств с интенсивными тепловыделениями на основе тепловых труб;

2. В результате экспериментальных исследований интенсивности конвективного теплообмена в каналах малого диаметра подтверждена эффективность применения микроканального охлаждения;

3. Предложены тепловая и математическая модели теплового аккумулятора для системы обеспечения теплового режима тепловыделяющих объектов;

4. Разработана методика расчета параметров систем термостабилизации тепловыделяющих объектов с использованием плавящихся веществ.

Теоретическая и практическая значимость результатов работы

Обеспечение оптимальных тепловых режимов электронной техники является актуальным на сегодняшний день вопросом, который возникает при проектировании аппаратуры. В литературе известно достаточно много систем

охлаждения и термостабилизации электронных приборов. Одним из эффективных методов для передачи теплоты при минимальном перепаде температур является применение тепловых труб для систем охлаждения и термостабилизации. Тепловые трубы обладают высокой эффективной теплопроводностью. Одним из основных теплофизических параметров тепловой трубы является ее тепловое сопротивление, равное отношению разности температур зоны испарения и конденсации тепловой трубы к передаваемому тепловому потоку. Влияние ориентации тепловой трубы в пространстве на ее тепловое сопротивление изучено недостаточно подробно.

В данной работе проведены экспериментальные исследования влияния ориентации тепловых труб в пространстве на их тепловые сопротивления при различных передаваемых мощностях. При установке тепловых труб в системе термостабилизации, когда их зоны испарения находятся ниже зон конденсации, можно существенно повысить эффективность охлаждения тепловыделяющих приборов.

Результаты работы могут быть использованы для разработки систем обеспечения теплового режима, входного контроля тепловых труб, проведения испытаний электронных приборов. Полученные данные представляют собой практическую ценность при проектировании приборов и устройств различного назначения.

В работе предложена система термостабилизации на базе тепловой трубы с теплоаккумулирующим устройством на основе фазового перехода плавление -затвердевание и исследованы ее характеристики. В результате проведенных исследований было определено, как изменится температура охлаждаемого объекта в зависимости от времени в двух случаях, в первом в тепловой трубе присутствует теплоаккумулирующее устройство, во втором случае тепловой аккумулятор не установлен. Рассчитано время, в течение которого аккумулятор теплоты обеспечивает тепловой режим охлаждаемого объекта.

Данный тепловой аккумулятор характеризуется высокой теплотой фазового перехода плавление - затвердевание и сделан на основе органического вещества. Предложенная система термостабилизации предназначена для поддержания нормального теплового режима работы приборов и устройств с повышенными мощностями рассеяния в случае кратковременных, импульсных или повторяющихся тепловых нагрузок. Применение теплового аккумулятора в системе охлаждения стабилизирует температуру охлаждаемого объекта в течение определенного времени, позволяет уменьшить размеры радиатора, и тем самым повышает стабильность работы охлаждаемого объекта. Результаты работы могут быть полезны при проектировании систем термостабилизации электронных приборов с тепловыми аккумуляторами на основе плавящихся веществ.

Проведено экспериментальное исследование интенсивности

конвективного теплообмена при течении несжимаемой жидкости в каналах с внутренним диаметром 1,5 мм. Интенсивность конвективного теплообмена при течении жидкости в каналах малых диаметров высока даже при умеренных скоростях течения жидкости в канале. При расчете интенсивности конвективного теплообмена в каналах малого диаметра можно применять известные критериальные уравнения. Полученные результаты интенсивности конвективного теплообмена в каналах малого диаметра имеют практическую ценность при проведении исследований в области микроканального охлаждения аппаратуры.

Положения выносимые на защиту

1. Результаты экспериментального исследования теплообмена в системах термостабилизации приборов и устройств на основе тепловых труб в гравитационном поле; интенсивности конвективного теплообмена в каналах малого диаметра;

2. Теоретические и экспериментальные результаты исследований теплообмена в аккумуляторах теплоты на основе плавящихся веществ;

3. Динамические характеристики тепловых аккумуляторов, использующих теплоту фазового перехода органических веществ, при вынужденной конвекции в процессах плавления и затвердевания.

Апробация работы

По теме диссертации опубликовано 3 статьи в журналах, входящих в базу Scopus, 4 статьи в журналах, входящих в Перечень рецензируемых научных изданий ВАК. Получен патент на изобретение №2691277 «Антенна мобильной установки» (от 11.06.2019). Результаты работы были представлены на следующих конференциях:

1. Научно-техническая конференция с международным участием «Монреальскому протоколу- тридцать лет: вызовы XXI века и глобальные трансформации» (Санкт - Петербург, 2018);

2. XLVII научная и учебно-методическая Конференция Университета ИТМО (Санкт - Петербург, 2018);

3. Всероссийский VII Конгресс Молодых Ученых (Санкт - Петербург, 2018, Университет ИТМО);

4. Международная научно-техническая конференция «Кигалийская поправка к Монреальскому протоколу: ретроспектива эволюции или будущего зов?» (Санкт - Петербург, 2019);

5. XLVIII Научная и учебно-методическая конференция университета ИТМО (Санкт - Петербург, 2019);

6. VIII Конгресс молодых ученых (Санкт - Петербург, 2019, Университет ИТМО);

7. V Международная научно-техническая конференция «Современные методы и средства исследований теплофизических свойств веществ» (Санкт -Петербург, 2019);

8. Научно-техническая конференция с международным участием «Глобальное потепление - реальный вызов для индустрии холода. Перспективы и последствия» (Санкт - Петербург, 2020);

9. ХК1Х Научная и учебно-методическая конференция университета ИТМО (Санкт - Петербург, 2020);

10. IX Международная научно - техническая конференция «Низкотемпературные и пищевые технологии в XXI веке» (Санкт -Петербург, 2020);

11. IX Конгресс молодых ученых (онлайн формат, Санкт - Петербург, 2020, Университет ИТМО);

12. Пятидесятая научная и учебно-методическая конференция Университета ИТМО (2021);

13. X Конгресс молодых ученых (онлайн формат, Санкт - Петербург, 2021, Университет ИТМО).

Достоверность научных достижений

Предложенные тепловая и математическая модели теплового аккумулятора построены на основе уравнения теплопроводности и уравнения теплового баланса с учетом граничных и начальных условий. Реализация разработанных моделей проведена с использованием современных пакетов компьютерных программ. Результаты исследования сопоставлены с результатами исследований других авторов.

Проведены экспериментальные исследования теплового сопротивления тепловой трубы в зависимости от ее положения в пространстве и подводимой мощности. Результаты проведенных экспериментальных исследований теплового сопротивления тепловых труб были применены при проектировании

тепловыделяющих объектов. Получен патент на изобретение «Антенна мобильной установки».

Результаты расчета характеристик теплового аккумулятора по разработанным тепловой и математической моделям сопоставлены с экспериментальными данными и показывают удовлетворительное совпадение. Результаты работы были опубликованы в рецензируемых изданиях, включенных в Перечень рецензируемых научных изданий ВАК и индексируемых в Scopus, а также сборниках материалов конференций. Материалы работы были представлены на профильных конференциях. Результаты работы прошли рецензирование в международных и отечественных журналах.

Публикации

По теме диссертационной работы опубликовано 12 научных работ: 4 статьи в журналах, входящих в перечень ВАК РФ; 3 статьи опубликованы в журналах, входящих в Scopus (Web of Science), 5 статей в научных изданиях РИНЦ.

Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из реферата на русском и английском языках, введения, 4 глав, списка сокращений, рисунков и таблиц, списка использованной литературы из 85 наименований. Работа изложена на 132 страницах, включает 33 рисунка и 13 таблиц.

Содержание работы

Во введении подтверждается соответствие темы диссертации современным тенденциям развития науки. Особое внимание уделяется системам термостабилизации электронных приборов. Отражена эффективность способов охлаждения с применением тепловых труб и аккумуляторов теплоты и преимущества их практического использования.

В главе 1 представлен обзор исследований в области методов обеспечения термостабилизации приборов. Описываются методы аккумуляции теплоты,

приведена классификация теплоаккумулирующих материалов. Представлены основные типы конструкций систем охлаждения радиоэлектронной аппаратуры, основанных на использовании скрытой теплоты плавления. Дан обзор применения тепловых аккумуляторов для термостабилизации элементов электронной аппаратуры космической техники, приведен пример устройства теплового аккумулятора с тепловыми трубами. Показана возможность применения тепловых труб в системах обеспечения теплового режима (СОТР) космической техники.

Глава 2 посвящена применению тепловых труб (рисунок 1) в системах термостабилизации электронных приборов. Представлены результаты влияния наклона тепловой трубы и подводимой мощности на тепловое сопротивление тепловой трубы.

Рисунок 1 - Исследуемая тепловая труба с плоскими фланцами

Ориентация тепловой трубы в пространстве оказывает существенное влияние на ее тепловое сопротивление. На рисунке 2 представлено влияние положения тепловой трубы в пространстве (угла наклона а относительно местной вертикали) на ее тепловое сопротивление Я.

Подведенная мощность составила 10 Вт, 15 Вт, 20 Вт.

а. град

Рисунок 2 - Графики зависимости Я(а) Проведено исследование блока охлаждения с тепловыми трубами при различных положениях в поле тяготения для обеспечения теплового режима процессора. Основные элементы установки для проведения исследований показаны на рисунке 3. Исследовано тепловое сопротивление между процессором и блоком охлаждения в зависимости от ориентации прибора в пространстве (рисунок 4).

Рисунок 3 - Установка для проведения исследований: 1 - вольтметр; 2 термостат; 3 -устройство для измерения температуры

Рисунок 4 - Блок охлаждения и схема установки термопар на его поверхности; цифрами 1, 2, 3 обозначаются места крепления термопар; (2), (3), (4) - номера

используемых термопар

Прибор исследовался в трех положениях в пространстве: 1 - тепловые трубы блока охлаждения расположены вертикально, зона испарения расположена ниже зоны конденсации; 2 - тепловые трубы блока охлаждения расположены горизонтально; 3 - тепловые трубы блока охлаждения расположены вертикально, зона испарения выше зоны конденсации.

Результаты проведенных исследований показаны в таблице 1.

Таким образом, применение данной системы охлаждения дает возможность понизить значение температуры охлаждаемого объекта и обеспечить нормальный тепловой режим его работы.

Таблица 1 - Результаты исследования теплового сопротивления между охлаждаемым объектом и краями пластины блока охлаждения

Прибор установлен в положение 1

/, А V, В ес Е2, МВ е3, мВ е4, МВ Я, К/Вт

1Л4 59 27,3 25.3 0,778 1,558 0,888 0,157

1,14 59 28,0 25,4 0,819 1,597 0,931 0,157

1,14 59 28,7 25,4 0,857 1,639 0,972 0,157

1,14 59 29,3 25,4 0,893 1,668 1,007 0,156

1,14 59 29,6 25,4 0,908 1,686 1,024 0,156

] ]рибор установлен в положение 2

1, А V, В Тж, °С т ~с е2, мВ е3, мВ £4, мВ Я, К/Вт

1,14 59 34.0 25,7 1,170 1,920 1,282 0,151

1,14 59 34.3 25,7 1,196 1,952 1,308 0,152

1,14 59 35,2 25.8 1,239 2,008 1,362 0,154

1,14 59 35,3 25.8 1,252 2,011 1,370 0,152

1,14 59 35.4 25,8 1,246 2,002 1,367 0,151

] ]рибор установлен в положение 3

/, А V, В Е2,МВ е3, мВ £4, мВ Я, К/Вт

1,14 59 30,3 25,4 0,971 1,725 1,074 0,152

1,14 59 31,5 25,4 1,037 1,789 1,143 0,152

1,14 59 32,0 25,45 1,069 1,820 1,175 0,152

1,14 59 32,9 25,49 1,120 1,869 1,230 0,151

1,14 59 33,2 25,49 1,140 1,892 1,253 0,151

] ]рибор установлен в положение 4

1, А и. В тж,° С Т СС 1 ХС1 V е2> мВ е3, мВ £4, мВ Я, К/Вт

1,14 59 35,6 25,9 1,267 2,027 1,388 0,152

1,14 59 35,8 25.9 1,280 2,039 1,401 0,152

1,14 59 36,0 25.9 1,288 2.042 1,407 0,151

1,14 59 36,4 25,9 1,297 2,048 1,417 0,150

1,14 59 36,5 25,9 1,301 2,050 1,417 0,150

Тепловое сопротивление между тепловыделяющим процессором и краями пластины рассчитывалось по следующей формуле:

И =-^-(1)

и-1 у '

В формуле (1) обозначены: е2, е4 - термоЭДС на краях пластины; е3 -термоЭДС на нагревателе; Р = и • I - передаваемая мощность. Мощность тепловыделений в процессоре и других элементах составила 67,3 Вт.

Было отмечено, что в исследуемом диапазоне определяющих характеристик, расположение тепловыделяющего объекта в поле тяготения практически не изменяет его тепловой режим.

Тепловые трубы могут эффективно использоваться для охлаждения процессоров с высокими плотностями тепловыделений.

В подразделе 2.2 описана оценка неопределенности результатов исследований. Отмечены относительные погрешности измеряемых величин по видам измерений.

Общая зависимость оценки доверительного интервала 5F для величины ^ , полученной косвенными измерениями величин ( аа2, ..■ ,а¿) имеет вид:

В формуле (2) обозначены следующие величины: 5а^ - погрешность прямых измерений величин , приведенных в таблице; величина, полученная косвенными измерениями величин (

В третьей главе разработана система термостабилизации на базе тепловой трубы с теплоаккумулирующим устройством. Теплоаккумулирующее устройство на основе стеариновой кислоты устанавливалось между ребрами тепловой трубы (рисунок 5).

Рисунок 5 - Общий вид исследуемой тепловой трубы: 1 - ребро тепловой трубы; 2 - теплоаккумулирующее устройство; 3- радиатор; 4 - нагревательное

устройство

(2)

Тепловое сопротивление тепловой трубы рассчитывалось по следующей формуле:

X _ Тг-Тг _ Тг~Тг

и-1

(3)

В формуле (3) обозначены следующие величины: Тг- температура зоны испарения, °С; Т3 - температура зоны конденсации, °С ; и - напряжение, В; I -сила тока, А; Р - мощность источника теплоты, Вт.

Тепловое сопротивление радиатора рассчитывалось по формуле:

Л-. = Тз~Тг

РаД

и-1

(4)

В формуле (4) обозначены следующие величины: Т3- температура радиатора (в зоне конденсации), °С; Т2 - температура среды, °С.

Температура воздушной среды во время проведения измерений ? = 22°С. Проведено сравнение зависимости температуры электронного прибора от времени для двух случаев: когда тепловая труба была оснащена тепловым аккумулятором, и без него (рисунки 6, 7).

Рисунок 6

- Графики зависимости температуры Т зоны испарения тепловой трубы от времени т Подводимая мощность Р = 21 Вт

Рисунок 7 - Графики зависимости температуры Т зоны испарения тепловой

трубы от времени т Подводимая мощность Р = 30 Вт

Тепловой аккумулятор обеспечивает тепловой режим электронного устройства в течение 30 минут, рабочая температура прибора не превышает 80°С, подведенная мощность 21 Вт. При подведенной мощности в 30 Вт тепловой аккумулятор обеспечивает тепловой режим прибора электроники в течение 15 минут. Электронное устройство без теплового аккумулятора нагревается до 80°С за 3 минуты при мощности 21 Вт и за 1 минуту при мощности в 30 Вт.

В подразделе 3.3 приведена методика выбора параметров теплоаккумулирующей системы охлаждения. Для повышения эффективности конструкции теплоаккумулирующей системы охлаждения предложены тепловая и математическая модели теплового аккумулятора при следующих допущениях:

а) температура твердой фазы теплоаккумулирующего вещества близка к температуре фазового перехода;

б) теплоемкость охлаждаемого прибора много меньше теплоемкости системы охлаждения;

в) температура Т жидкости в тепловом аккумуляторе равна среднему значению температур на входе и выходе Твх и Твых патрубков охлаждаемого прибора;

г) теплообмен охлаждаемого прибора и системы охлаждения с окружающей средой практически отсутствует;

д) тепловое сопротивление стенок труб пренебрежимо мало.

Получены следующие результаты изменения температуры охлаждающей жидкости и радиуса границы фазового перехода в плавящемся веществе в зависимости от времени при трех значениях подведенной мощности: (рисунок 8).

__-

4_......

3

1

.--■""г

-"" 3

Рисунок 8 - Графики зависимости температуры охлаждающей жидкости и радиуса границы фазового перехода в плавящемся веществе от времени (график 1 — подведенная мощность: 4000 Вт; график 2 — подведенная мощность: 3000 Вт; график 3 — подведенная мощность: 2000 Вт)

В четвертой главе проведены исследования конвективного теплообмена в каналах малого диаметра. Была разработана установка и собран макет для проведения исследования теплообмена в трубках малых диаметров (рисунок 9).

Рисунок 9 - Схема экспериментальной установки

Установка для проведения исследований интенсивности конвективного теплообмена в микроканалах состоит из следующих элементов, обозначенных на рисунке 10 цифрами: 1 - термостатирующее устройство; 2,4 -соединительные трубки; 3 - насос; 5 - исследуемая трубка; 6 -измерительная емкость; 7 - источник питания; 8 - вольтметр для измерения электрического сопротивления; 9 - терморезистор; 10 - вольтметр (определяет напряжение для нагрева трубки); 11 - электрический трансформатор; 12 -амперметр; 13 - понижающий трансформатор; 14 - ЛАТР.

Проведено сопоставление зависимости коэффициента конвективного теплообмена от числа Рейнольдса а^е) по данным полученным в ходе эксперимента и теоретически, а также сопоставление зависимости числа Нуссельта от числа Рейнольдса Ки^е) по данным полученным в ходе эксперимента и теоретически (рисунки 10 - 1 1). Результаты экспериментов не противоречат ранее известным зависимостям.

Уравнение теплоотдачи при переходном режиме течения жидкости [85]:

( 2-1 0 3<Д ег<1 0 4) : 1Щ = К ■ М. (5)

В уравнении (5):

,рг . 0,25

м

=V'43

Уравнение теплоотдачи при переходном режиме течения жидкости [83]:

Ыи*

1Г = 0,0 2 2 5 Я 8Рггол ■ / . (6)

т^ /^ч ^ б-Ю5

В уравнении (6) величина / = 1 — ^Тв .

Уравнение для теплоотдачи (для Re от 2300 и для всей области турбулентного течения жидкости) [84]:

ШГГ = 0 , 1 2 (Я ез — 125)РгЗ(д/дст)0Д4. (7)

Уравнение для турбулентного режима [85]:

Щ = 0 ,0 2 1 Я е°0ж8Ргж0'4 3 (£=) 0 2 5 ■ £г . (8)

В уравнении (8) величина £г учитывает изменение среднего коэффициента теплоотдачи по длине трубы.

Уравнение для турбулентного режима [17]:

Ы^ = 1 + 2, 14Ке "ОД-(рг2/3- 1) . (9)

Рисунок 10 - Графики зависимости Nu(Re)

Рисунок 11 - Графики зависимости а(Яе)

Интенсивность конвективного теплообмена в каналах малого диаметра велика даже при умеренных скоростях течения (при переходном режиме) и

3 2

достигает 4010 Вт/м К. Заключение

Полученные научные прикладные результаты позволяют обеспечить нормальный тепловой режим приборов и устройств различного назначения. Проведен расчет и выбор параметров системы охлаждения с аккумулятором теплоты.

Основные результаты проведенных исследований

1. Определено влияние ориентации тепловых труб в пространстве на их тепловые сопротивления при разных значениях передаваемой мощности;

2. Предложен способ применения тепловых труб, для систем термостабилизации электронных приборов и устройств с повышенными мощностями рассеяния, который заключается в оптимальной ориентации тепловых труб в пространстве;

3. Разработаны тепловая и математическая модели теплового аккумулятора на основе органических плавящихся веществ с высокой теплотой плавления;

4. Получены экспериментальные данные интенсивности конвективного теплообмена при течении жидкости в каналах малого диаметра.

Публикации по теме диссертации

Научные издания, входящие в международные реферативные базы данных и

системы цитирования:

1. Gerasyutenko V.V., Sharkov A.V., Korablev V.A., Kayalajnen A.V., Minkin D.A. Study of convective heat transfer in small-diameter channels // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering - 2020, Vol. 826, pp. 012003.

2. Герасютенко В.В., Шарков А.В., Кораблев В.А., Минкин Д.А. Совершенствование методов и средств поверки и градуировки тепловизоров // Измерительная техника - 2020. - № 6. - C.33 - 39.

3. Шарков А.В., Герасютенко В.В., Минкин Д.А. Моделирование теплового режима электронного оборудования на основе результатов тепловизионной съемки температурных полей элементов. [Simulation of electronic equipment thermal regime based on thermal imaging results of element temperature fields] // Научно-технический вестник информационных технологий, механики и оптики [Scientific and Technical Journal of Information Technologies, Mechanics and Optics] - 2020. - Т. 20. - № 2(126). - С. 272-276.

Научные издания, входящие в перечень ВАК РФ:

1. Шарков А.В. Кораблев В.А. Герасютенко В.В. Система охлаждения на основе тепловой трубы с устройством поглощения теплоты от мощных источников // Научно-технический вестник информационных технологий, механики и оптики. 2018. Т. 18. № 1. С. 133-139. doi: 10.17586/2226-1494-2018-181-133-139

2. Герасютенко В.В., Кораблев В.А., Минкин Д.А., Шарков А.В. Диагностика теплофизических свойств и контроль качества изделий из высокотеплопроводных материалов // Научно-технический вестник информационных технологий, механики и оптики - 2019. - Т. 19. - № 1(119). - С. 82-86.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Герасютенко Виктория Викторовна, 2021 год

Литература

1. Reay D.A., Kew Р,А. Heat Pipes: Theory, Design and Application. 6" ed. Elsevier, 2014. 374 p.

2. Fahgiri A. Heat pipes: review, opportunities and challenges // Frontiers in Heat Pipes. 2014. V. 5. P. 1—48. doi: 10.5098/fhp, 5.1

3. Khairnasov S., Naumova A. Heat pipes application in electronics thermal control systems // Frontiers in Heat Pipes. 2015. V. 6. 14 p. doi: 10.5098/fhp. 6.6

4. Алексеев В.А. Охлаждение радиоэлектронной аппаратуры с использованием плавящихся веществ. М.: Энергия, 1975. 88 с.

5. Васильев Е.Н., Деревянко В.А., Чеботарев В.Е. Тепловой аккумулятор для системы терморегулирования мощных блоков радиоэлектронной аппаратуры кратковременного действия// Вестник СибГАУ. 2016. Т. 17. №4. С. 930-935.

6. Кукина Г,В., Пронин Ю.С., Мишин Г.С., Лелюшкин Н.В. Экспериментальные исследования системы терморегулирования приборов космического аппарата с тепловым аккумулятором// Двойные технологии. 2014, №2 (67). С. 71-75.

7. Трифонов Г.И., Дюдин А.Е., Привалов А.С. Тепловой аккумулятор. Патент РФ №2011931. Заявл. 30.04.1994.

8. Луке А.Л., Матвеев А.Г. Анализ основных расчетных и экспериментальных теппофизических характеристик аммиачных тепловых труб повышенной тепловой проводимости из алюминиевых сплавов // Вестник Самарского университета. Естественнонаучная серия. 2008, №3. С. 331-357.

9. Хайрнасов С.М., Рассамакин Б.М., Рассамакин А.Б.

References

Reay D.A., Kew P.A. Heat Pipes: Theory, Design and

Application 6* ed. Elsevier, 2014, 374 p.

Fahgiri A, Heat pipes: review, opportunities and challenges.

Frontiers in Heat Pipes, 2014, vol. 5, pp. 1-48. doi:

10.509®ihp.5.1

Khairnasov S., Naumova A. Heat pipes application in electronics thermal control systems. Frontiers in Heat Pipes, 2015, vol. 6, 14 p. doi: 10.5098/ftp.S.S

Alekseev V.A, Cooling of Radio-Electronic Equipment with Use of the Milting Substances. Moscow, Energiya PubL, 1975, 88 p. (In Russian)

Vasil'ev E.N., Derevyanko V.A., Chebotarev V.E. Thermal storage to the temperature control system of powerful blocks of electronic equipment with a short action time. Vestnik of SibGAU, 2016, vol. 17, no. 4, pp. 930-935. (JnRussian) Kukina G.V., Pronin Yu.S., Mishin G.S., Lelushkin N.V. Experimental studies of the thermal control of the spacecraft with heat storage. Dvoinye Tekhnologii, 2014, no. 2, pp. 7175, (In Russian)

Trifonov G.I., Dyudin A.E., Privalov A.S. Heat Accumulator. Patent RU20U931, 1994.

Luks A.L., Matveev A.G. Analysis of main calculated and experimental thermo-physical characteristics of advanced heat-transfer rate heat-pipes of aluminum alloy. Vestnik of Samara University. Natural Science Series, 2008, no. 3, pp. 331-357. (InRussian)

Khairnasov S.M., Rassamakin B.M., Rassamakin A,B, Aluminium heat pipes application to electronic cooling systems. Sovremennye Informatsionnye i Elektronnye

Применение алюминиевых тепловых труб в системах охлаждения радиоэлектронной аппаратуры // Современные информационные и электронные технологии. 2014. Т. 2. №15. С. 8-11.

10. Бабаев Б,Д, Разработка и исследование энергосистем на основе возобновляемых источников с фаз опер еходным аккумулированием тепла: дис. ... докт. техн. наук. Махачкала, 2016. 345 с.

11. Алексеев В.А., Карабин А,Е. Новый тип тепловых аккумуляторов для охлаждения радиоэлектронной аппаратуры космических аппаратов // Труды МАИ. 2011, №49. С. 36.

12. Рассолов О.Г., Гончаров К.А., Антонов В.А., Алексеев В.А. Сотовая панель с тепловыми трубами и тепло аккумулирующим материалом // Решешевские чтения. 2009. Т. 1. № 13. С. 70-71.

13. Зыков А.П. Энергосбережение в теплоэнергетике и теплотехнологиях: конспект лекций, М.: МИИТ, 2011. 114 с.

14. Алексеев В,А,, Чукин В.Ф, Теппоаккумулирующее устройство, Патент РФ №2306494. Опубл. 20.09,2007.

15. Россихин H.A. Методические указания по проектированию аккумуляторов теплоты на фазовых переходах (капсульного типа). М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2010. 35 с.

16. Доценко С.П., Данилин ВН., Марцинковский А,В, Тепло аккумулирующие свойства н-парафинов, жирных кислот и многокомпонентных систем на их основе // Физико-химический анализ свойств многокомпонентных систем. 2003. № 1. С. 12.

17. Дульнев Г.Н., Беляков А.П. Тепловые трубы в электронных системах стабилизации температуры. М.: Радио и связь, 1985. 96 с.

Tekhnologii, 2014, vol. 2, no. 15, pp. 8-11. (InRussian)

10. Babaev B.D, Development and Research of Power Systems Based on Renewable Sources with Phase Change Ac cumulation of Heat. Diss. Dr. Eng. Sci. Makhachkala, 2016, 345 p. (InRussian)

11. Alekseev V.A., Karabin A.E. The new type of thermal device for cooling the electronic equipment of spacecrafts, Trudy MAI, 2011, no. 49, p. 36. (In Russian)

12. Rassolov O.G., Goncharov K.A., Antonov V.A., Alekseev V.A. Honeycomb panel with heat pipes and heat storage material. Reshetnev Readins, 2009, vol. 1, no. 13, pp. 70-71. Oh Russian)

13. Zykov A.P. Energy Saving in Heat Power Engineering and Heat Technologies: Lecture Notes. Moscow, MIIT Publ., 2011, 114 p. (InRussian)

14. Alekseev V.A., Chukin V.F. Heat Accumulating Device. Patent RU2306494, 2007.

15. Ro ss ih in N. A, Guide lines for Design of Heat Acc umulators on Phase Transitions (Capsule Type). Moscow, Bauman MSTU Publ., 2010, 35 p. (In Russian)

16. Dotsenko S.P, Danilin V.N., Martsynkovskyy V.A. Heat storage properties of n-paraffins, fatty acids and multicomponent systems based on them. Fiziko-Khimichesldi Analiz Svoistv Mhogokomponentnykh Sisiem, 2003, no. 1, p. 12. (EnRussian)

17. Dul'nev G.N., Belyakov A.P. Heat Pipes in Electronic

of Temperature Stabilization Moscow, Radio i Svyaz' Publ, 1985, 96 p.

Авторы

Authors

Ш<фкоб Александр Васильевич - доктор технических наук, профессор, профессор, Университет ИТМО, Санкт-Петербург, 197101, Российская Федерация, Scopus Ш: 16442754200, ORCID Ш: 0000-0001-7826-4864, [e-mail] Кораблев Владимир Антонович - кандидат технических наук, старший научный сотрудник, доцент, тьютор, Университет ИТМО, Санкт-Петербург, 197101, Российская Федерация, ORCID Ш: 0000-0002-6691-7140, [e-mail] Герасютенко Виктория Викторовна - аспирант, Университет ИТМО, Санкт-Петербург, 197101, Российская Федерация, ORCID ID: 0000-0003-2186-8565, [e-mail]

Alexander V. Sharkov -D.Sc., Full Professor, ITMO University, Saint Petersburg, 197101, Russian Federation, Scopus ID: 16442754200, ORCID ID: 0000-0001-7826^864, shark ov@grv. ifmo.ru

Vladimir A. Korablev - PhD, Senior scientific researcher, Associate Professor, tutor, ITMO University, Saint Petersburg, 197101, Russian Federation, ORCID ID: 0000-0002-6691-7140, kvantl 953 @gmail. c om

Victoria V. GerasyutenJco - postgraduate, ITMO University, Saint Petersburg, 197101, Russian Federation, ORCID ID: 0000-00032186-8565, [e-mail]

НАУЧНЫЕ И ПРАКТИЧЕСКИЕ РАЗРАБОТКИ

удк 536.248.2

doi: 10.17586/0021-3454-2019-62-4-387-392

ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕПЛОАККУМУЛИРУЮЩЕЙ СИСТЕМЫ ОХЛАЖДЕНИЯ

ЭЛЕКТРОННОГО ПРИБОРА С ВЫСОКОЙ МОЩНОСТЬЮ ИСТОЧНИКОВ

В. В. Герасютенко1, В. А. Кораблёв1, Д. А. Минкин2, А. В. Шарков1

1 Университет ИТМО, 197101, Санкт-Петербург, Россия 'Санкт-Петербургский университет ГПС МЧС России,196105, Санкт-Петербург, Россия E-mail: [e-mail]

Предложен вариант оптимизации жидкостной системы охлаждения за счет применения теплоаккумулирующего устройства. Система охлаждения состоит из блока аккумуляции теплоты, расширительного бака, насоса, прокачивающего теплоноситель через каналы охлаждения, и радиатора. Дня оптимизации конструкции теплоаккумулирующего устройства были построены тепловая и математическая модели. Рассчитаны температура охлаждающей жидкости и радиус границы фазового перехода в плавящемся веществе. Рассмотрено условие, при котором тепловой аккумулятор восстанавливает поглощательную способность. Приведен пример расчета теплоаккумулирующего устройства, обеспечивающего тепловой режим прибора мощностью 3 кВт в течение 5 минут. Даны рекомендации для проектирования и эксплуатации конструкции теплового аккумулятора, позволяющие выбрать параметры и рассчитать тепловой режим жидкостной теплоаккумулирующей системы охлаждения. Теплоаккумулирующие устройства, позволяя существенно улучшить массогабаритные характеристики систем охлаждения, являются высокоэффективным средством обеспечения теплового режима приборов, работающих в сложных внешних условиях.

Ключевые слова: тепловой режим, жидкостная система охлаждения, тепловой аккумулятор, фазовый переход, октадекан, математическая модель, уравнение теплового баланса

Тепловой режим электронных приборов, интенсивно выделяющих тепло, обеспечивается путем применения жидкостных систем охлаждения. Как правило, охлаждающая жидкость прокачивается через каналы охлаждения прибора с помощью насоса, затем поступает в теп-лообменный аппарат (где избыточная теплота передается в окружающую среду) далее — в расширительный бак [1]. Масса и объем таких систем часто превышают массогабаритные характеристики охлаждаемого объекта. Это усложняет функционирование приборов в экстремальных условиях, например на околоземных орбитах, тропических широтах или районах чрезвычайных ситуаций [2, 3]. В ряде случаев можно улучшить массогабаритные показатели систем охлаждения за счет применения теплоаккумулирующих устройств, использующих органические вещества с высокой скрытой теплотой плавления [4, 5].

Гидравлическая схема такой системы представлена на рис. 1. Охлаждаемый объект 1 включен в циркуляционный контур, состоящий из насоса 2, расширительного бака 3, радиатора 4 и теплового аккумулятора 5. Электромагнитный клапан 6 отключает радиатор 4, если температура среды оказывается выше допустимой температуры жидкости, а клапан 7 подключает

388

В. В. Герасютенко, В. А. Кораблёв, Д. А. Минкин, А. В. Шарков

охлаждаемый объект напрямую к тепловому аккумулятору 5. Работой клапанов управляет электронный блок, подключенный к датчикам температуры среды или радиационного потока, например датчику излучения Солнца.

1 л

/

Рис. 1

Конструкция теплового аккумулятора схематично представлена на рис. 2. Плавящееся вещество 1 заполняет пространство внутри корпуса 2 между трубками 3. Концы трубок выходят во входной 4 и выходной 5 коллекторы. Нагретый в электронном блоке теплоноситель поступает в коллектор 4, затем распределяется по трубкам 3, в которых путем конвективного теплообмена передает теплоту плавящемуся веществу. Охлажденный теплоноситель через коллектор 5 сливается в расширительный бак. Плавящееся вещество переходит в жидкое состояние, поглощая теплоту.

а

Н

( I ■ '. •• - .4 . . . .1

V ■Г.у-у. ■.■,:■:

а-а

Рис. 2

Недостаток такой конструкции — появление дополнительного тетового сопротивления в виде слоя жидкого плавящегося вещества вокруг трубок 3, в результате чего тепловой поток от жидкости к границе фазового перехода снижается.

Для оптимизации конструкции разработана тетовая и математическая модель тешюво-го аккумулятора при следующих допущениях:

а) температура твердой фазы теплоаккумулирующего вещества близка к температуре фазового перехода;

б) теплоемкость охлаждаемого прибора много меньше теплоемкоста системы охлаждения;

в) температура Т жидкости в тепловом аккумуляторе равна среднему значению температур на входе и выходе Тш и Гвых патрубков охлаждаемого прибора;

г) теплообмен охлаждаемого прибора и системы охлаждения с окружающей средой практически отсутствует;

д) тепловое сопротивление стенок труб пренебрежимо мало.

Фрагмент поперечного сечения аккумулятора с указанием координат показан на рис. 3.

Оптимизация теплоаккумулирующей системы охлаждения

389

(1)

Рис. 3

Теплоноситель 1 движется по трубкам 2, передавая теплоту плавящемуся веществу. В области прилегающей к трубкам, плавящееся вещество перешло в жидкое состояние, и граница фазового перехода 4 находится на расстоянии Лф от оси трубки. Координата Я находится на оси трубки. Математическая модель представляет собой систему уравнений теплового баланса для различных элементов системы охлаждения [6].

Уравнение теплопроводности для расплавленного вещества находящегося в пристеночной области, имеет вид [7, 8]:

д2Т 1 дТ _ ср дТ дЯ2 Я дЯ X дх '

где с, рД — теплоемкость, плотность и теплопроводность плавящегося вещества в жил ком состояшш, т —время.

Граничные и начальные условия имеют вид:

Т\Я=Кф =Гф>

^ + =0, (2) -дК ^

?|т=0 = .

где а — коэффициент конвективного теплообмена внутри трубки.

Движение границы расплавленной зоны и баланс тепловых потоков на ней можно описать уравнением:

.¿Кф

Ф, = 2пЯ^Ьртг

</т

(3)

где Ь — общая длина трубок в тепловом аккумуляторе, рт и г — плотность и теплота фазового перехода плавящегося вещества, Ф,. — тепловой поток на границе расплавленной зоны.

дТ

дЯ

(4)

Баланс тепловых потоков в объеме охлаждающей жидкости описывается уравнениями:

(5)

С Ш = ф -ф (11

где Сж — полная теплоемкость охлаждающей жидкости в системе охлаждения, Фп — иол ная мощность тепловыделений в электронном приборе и насосе, Фт — тепловой поток, поглощенный плавящимся веществом, который можно рассчитать по формуле:

т ея

390 В. В. Герасютенко, В. А. Кораблёв, Д. А. Минкин, А. В. Шарков

Система уравнений реализована численно, и в результате расчетов получены температура охлаждающей жидкости и радиус границы фазового перехода в плавящемся веществе (рис. 4,1 — 4000,2 — 3000, 3 — 2000 Вт).

и °с

1 _1_I_1_I_I_

0 50 100 150 200 250 т, с

Рис. 4

При практической реализации теплового аккумулятора диаметр и общая длина трубок выбираются исходя из требований к прочности, коррозионной стойкости, конструкционным свойствам при максимальных мощности и продолжительности работы охлаждаемого прибора и допустимой максимальной температуры охлаждающей жидкости. Результаты решения этой системы уравнений позволяют также определить расстояние между трубками в тешювом аккумуляторе как удвоенный максимальный радиус границы фазового перехода в конце работы охлаждаемого прибора.

Для восстановления поглощательной способности теплового аккумулятора необходимо подключение к гидравлической схеме радиатора 4 (см. рис. 1) при помощи клапанов 6 и 7.

В условиях, когда температура окружающей среды ниже температуры фазового перехода плавящегося вещества, а тепловыделение в охлаждаемом приборе отсутствует, теплота из теплового аккумулятора уносится охлаждающей жидкостью и рассеивается в окружающем пространстве через радиатор. В качестве примера результатов расчета можно привести тепловой аккумулятор, обеспечивающий тепловой режим охлаждаемого прибора мощностью 3 кВт в течение 5 мин. В данном тепловом аккумуляторе плавящимся веществом является ок-тадекан с температурой плавления 28 °С. В результате расчетов получено, что нормальный тепловой режим прибора обеспечивается тепловым аккумулятором с массой октадекана 3,72 кг. Охлаждающая жидкость должна прокачиваться по трубкам диаметром 3 мм и общей длиной 135 м. Температура охлаждающей жидкости в процессе работы изменится от 28 до 45 °С при расходе 0,2 л/с.

Тепловой аккумулятор состоит из 225 трубок диаметром 3 мм и длиной 0,6 м, соединенных параллельно. Скорость движения охлаждающей жидкости в трубках 0,15 м/с. Гидравлическое сопротивление трубок теплового аккумулятора не более 500 Па.

Теплоаккумулирующие системы охлаждения являются высокоэффективным средством обеспечения теплового режима функционирования выделяющего тепло приборов в сложных внешних условиях.

Оптимизация теплоаккумулирующей системы охлаждения 391

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Гришанов В. Н., Изжеуров Е. А., Угланов Д. А. Системы охлаждения лазеров. Самара: Самар. гос. аэрокосм, ун-т, 2006. 103 с.

2. Самохвалов М. К. Элементы и устройства опгоэлектроники. Ульяновск: УлГТУ, 2003. 125 с.

3. Тымкуп В. М., Тымкул Л. В. Оптнко-электронные приборы и системы. Теория и методы энергетического расчета. Новосибирск: CITA, 2005. 215 с.

4. Bondare\'a N. S., Sheremet М. A. Conjugate heat transfer in the PCM-based heat storage system with finned copper profile: Application in electronics cooling // Intern. J. of Heat and Mass Transfer. 2018. Vol. 124. P. 1275—1284. DOI: 10.1016/j. ijheatmasstransfer.2018.04.040.

5. Кораблев В. A., Muhkuh Д. А., Шарков А. В. Методы и средства формирования температурных полей объектов приборостроения. СПб: НИУ ИТМО, 2014. 82 с.

6. Кораблев В. A., Muhkuh Д. А., Шарков А. В. Лабораторный практикум по курсу теория тепло- и массообмена. СПб: Университет ИТМО, 2016. 38 с.

7. ДулъневГ. Н., Тихонов С. В. Основы теории тепломассообмена. СПб: СПбГУ IITMO, 2010. 93 с.

8. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М.: Высш. шк., 1967. 599 с.

Сведения об авторах

Виктория Викторовна Герасютенко — аспирант: Университет ИТМО; факультет низкотемпературной

энергетики: E-mail: [e-mail] Владимир Антонович Кораблев — канд. техн. наук, ст. научный сотрудник; Университет ИТМО;

факультет низкотемпературной энергетики; E-mail: kvant 1953@gmaiLcom Дмитрий Алексеевич Muhkuh — канд. техн. наук, доцент; Санкт-Петербургский университет

ГПС МЧС России, факультет низкотемпературной энергетики; E-mail: [e-mail]

Александр Васильевич Шарков — д-р техн. наук, профессор; Университет ИТМО; факультет низ-

котемпературной энергетики; E-mail: [e-mail]

Поступила в редакцию 16.11.18г.

Ссылка для цитирования: Герасютенко В. В., Кораблев В. А., Минкин Д. А., Шарков А. В. Оптимизация теплоаккумулирующей системы охлаждения электронного прибора с высокой мощностью источников // Изв. вузов. Приборостроение. 2019. Т. 62, № 4. С. 387—392.

OPTIMIZATION OF HEAT-ACCUMULATING SYSTEM FOR COOLING ELECTRONIC DEVICE WITH HIGH-POWER SOURCES

V. V. Gerasyutenko1, V. A. Korablev1, D. A. Minkin2, A. V. Sharkov1

]ITMO University. 197101, St. Petersburg, Russia 2 St. Petersburg University of State Fire Service of EMERCOM of Russia, 196105, St. Petersburg, Russia E-mail: viktoriya. gerasyutenko@mail. ru

A liquid cooling system is improved by application of a heat-accumulating device. The modified cooling system consists of a heat accumulation unit, flash tank, pump that transfers coolant through the cooling channels, and radiator. Design of heat accumulation device is optimized with the use of developed thermal and mathematical models. The coolant temperature and the radius of the phase transition boundary in the melting substance are calculated. The condition under which the heat accumulator restores the absorption capacity is analyzed. Result of calculated design of heat-accumulating unit providing a thermal mode of device with power of 3 kW within 5 minutes is presented as a practical example. Recommendations are formulated for development and operation of thermal battery allowing to choose parameters and calculate the thermal regime of the liquid heat storage cooling system. Heat storage devices, allowing to significantly improve the weight and size characteristics of cooling systems, are regarded as highly effective means of ensuring the thermal regime of devices operating under severe external conditions.

392

B. B. repacwmeHKO, B. A. Kopaö.iee, ff. A. Miihkuh, A. B. UlapKoe

Keywords: thermal regime, liquid cooling system, heat accumulator, phase transition, octadecane,

mathematical model, heat balance equation

REFERENCES

1. Grlshanov V.N., Izzheurov Ye.A., Uglanov D.A. Sistemy okhlazhdeniya lazerov (Laser Cooling Systems), Samara, 2006, 103 p. (in Russ.)

2. Samokhvalov M.K. Elementy i ustroystva optoelektroniki (Elements and Devices of Optoelectronics), Ul'yanovsk, 2003, 125 p. (in Russ.)

3. Tymkul V.M., Tymkul L.V. Optiko-elektronnyye pribory i sistemy. Teoriya i metody energeticheskogo rascheta (Optoelectronic Devices and Systems. Theory and Methods of Energy Calculation), Novosibirsk, 2005, 215 p. (in Russ.)

4. Bondareva N.S., Sheremet M.A. Intern. J. of Heat and Mass Transfer, 2018, vol. 124, pp. 1275-1284. DOI: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2018.04.040.

5. Korablev V.A., Minkin D.A., Sharkov A.V. Metody i sredstva formirovaniya temperaturnykh poley ob"yektov priborostroyeniya (Methods and Means of Forming the Temperature Fields of instrumentation Objects), St. Petersburg, 2014, 82 p. (in Russ.)

6. Korablev V.A., Minkin D.A., Sharkov A.V. Laboratomyy praktikum po kursu teoriya teplo- i massoob-mena (Laboratory Workshop on the Theory of Heat and Mass Transfer), St. Petersburg, 2016, 38 p. (in Russ.)

7. Dul'nev G.N., Tikhonov S.V. Osnovy teorii teplomassoobmena (Fundamentals of the Theory of Heat and Mass Transfer), St. Petersburg, 2010, 93 p. (in Russ.)

8. Lykov A.V. Teoriya teploprovodnosti (Heat Conduction Theory), Moscow, 1967, 599 p. (in Russ.)

Data on authors

— Post-Graduate Student; ITMO University, Faculty of Cryogenic Engineering; E-mail: [e-mail]

— PhD, Senior Scientist; ITMO University, Faculty of Cryogenic Engineering; E-mail: [e-mail]

— PhD, Associate Professor; St. Petersburg University of State Fire Service of EMERCOM of Russia, Faculty of Cryogenic Engineering; E-mail: [e-mail]

— Dr. Sci., Professor; ITMO University, Faculty of Cryogenic Engineering; E-mail: [e-mail]

Victoria V. Cerasyutenko Vladimir A. Korablev Dmitry A. Minkin

Alexander V. Sharkov

For citation: Gerasyutenko V. V., Korablev V. A., Minkin D. A., Sharkov A. V. Optimization of heat-accumulating system for cooling electronic device with high-power sources. Journal of Instrument Engineering. 2019. Vol. 62, N 4. P. 387—392 (in Russian).

DOI: 10.17586/0021-3454-2019-62-4-387-392

Study of convective heat transfer in small-diameter channels

V V Gerasyutenko1, A V Sharkov1, V A Korablev1, A V Kayalajnen2 and D A Minkin3

1 ITMO University, 49, Kronverksky Pr„ St. Petersburg, 197101. Russia

2 The Russian State Scientific Center for Robotics and Technical Cybernetics (RTC), 21, Tikhoretskiy Pr„ St. Petersburg, 194064, Russia

3 St. Petersburg University of State Fire Service of EMERCOM of Russia, 149, Moskovskiy Pr.. St. Petersburg, 196105, Russia

E-mail: [e-mail]

Abstract. This paper investigates the convective heat transfer in a tube made of stainless steel 12X18H9T with outer diameter of 2 mm and inner diameter of 1.5 mm. For the research an experimental setup has been designed and assembled. The experimental setup consists of a fluid pumping system and flow-measuring device, working area, electrical power system and temperature measuring system. Hie experiment studies of heat transfer intensity in small diameter channels are performed. The smdy compares experimental data obtained with the theoretical ones. The paper presents the graphs of the Nusselt criterion dependence on the Reynolds criterion and the dependence of the convective heat transfer coefficient on the Reynolds criterion.

1. Introduction

The study of convective heat transfer in the channels of cooling systems in electronic equipment is an actual problem to solve. Miniaturization of electronic equipment elements and increase of power dissipation leads to a reduction of the size of electronic equipment cooling systems. In modem power modules for industrial applications, the level of power dissipation per square centimeter of a casing area reaches several hundred watts. Liquid cooling systems can become a solution to heat dissipation problems.

The mam conditions that determine the use of a cooling system for devices are the maximum allowable operating temperature of a device and the maximum amount of heat generated per unit surface area of a device. For example, laser diodes generate heat fluxes with density which is more than 5 kW / cm2 at the temperature difference of 30-40°C [1]. To calculate the parameters of cooling systems, it is necessary to know the intensity of convective heat transfer [2-5]. Therefore, this paper amis to study the convective heat transfer in tubes with an internal diameter of 1.5 mm. Small diameter channels require the use of highly purified liquids.

2. Experimental setup for study of convective heat transfer in tubes

The experimental setup for studing convective heat transfer in small diameter tubes was designed and assembled. The scheme of this experimental setup is shown in Figure 1.

(£) lContent from this work may be used under the terms of the Creative Commons Attribution 3.0 licence. Any further distribution K^HBMo! this work must maintain attribution to the author(s) and the title of the work, journal citation and DOI. Published under licence by IOP Publishing Ltd 1

The volumetric flow rate and the corresponding voltage at the power source supplied to the pump are calibrated. Figure 2 shows the electrical power system of working area 5. Heating of working area 5 is conducted by electric current. For this puipose electric current is supplied to terminals 15. The terminals are soldered to the tube through which the liquid is pumped. Alternating current 220V goes to transformer 13 from laboratory autotransformer 14. Then, the electric current is measured with measuring transformer 11 and amperemeter 12. The voltage supplied to terminals 15 is measured by a voltmeter.

The temperature is measured indirectly. To do this, the electrical resistance of theimoresistor 9 is calibrated and thermoresistor 9 reeled on the tube. Increasing the temperature of the liquid pumped heats the tube from 30 to 95°C. Simultaneously, the corresponding value of the electrical resistance is read using a universal voltmeter. After graduating the theimoresistor, the working area is heated by electric current. The values of the electrical resistance before and after heating and temperature corresponding to these resistances are taken.

3. Preparation of the working area

The paper has investigated a tube made of stainless steel 12X18H9T with an outer diameter of 2 nun and an inner diameter of 1.5 mm. The terminals for electric current are soldered to the tube tested. Wrapping of the thermoresistor is performed manually. The tube is fixed in a machining station which movable part reels the theimoresistor. Then the area with the theimoresistor is covered with a layer of glue.

The theimoresistor is a thin wire covered with an electrical-insulating varnish. After reeling the thermoresistor on the tube, the ends of the theimoresistor are cleaned. Thermoresistor copper wire is soldered to the wires located on Teflon tubes. The wires, on which the electrical resistance is read by a universal voltmeter, are soldered to a wire fixed to the Teflon tubes. Plastic foam is glued to the theimoresistor and terminals to reduce the temperature fluctuations on the theimoresistor and decrease the loss of thermal energy. The tube is connected to the pump through an adapter and a silicone tube. The outer diameter of the mbe is measured by a micrometer. The inner diameter of the ftibe is measured by a microscope. For this puipose, the number of visible divisions under microscope for the outer and inner diameter of the tube is measured.

The proportion and the inner diameter of the tube are calculated by the equation:

iii =

(2)

where d1 is the inner diameter of the tube: d2 is the outer diameter of the tube; n1 — the number of visible divisions under a microscope for the inner diameter of the tube; n2 - the number of visible divisions under a microscope for the outer diameter of the tube.

4. Calculation of convective heat transfer coefficient

Electrical power used to heating the tube:

P=UI [W]

(3)

Convective heat transfer coefficient:

a = —— [W / m2-K]

SM 1 1

(4)

The temperature difference between the mean temperature of the inner surface of wall tube and the mean fluid temperature:

AT = ATt - ATsul. - ATheat [K],

(5)

The temperature difference between the mean temperanue of the tube and the mean temperatiue of the liquid at the inlet of the tube:

Differential temperature on the wall: Volumetric power density:

t"w2 - tw 1 [K] [6]

P

<lv=T,

IP

V n{dl-d\)L

The temperature on the inner surface of the wall:

fvvl = twï ~ [K]

The mean liquid temperature:

[W/m3]

lf tin + 2c pGvP

[K]

The convective heat transfer coefficient:

F

a

s(tw2-tf)

— [W/ nr-K]

Nusselt munber:

« > ad

Nu = —

A

(6)

(7)

(8)

(9)

(10)

(11) (12)

The calculation of the temperature difference between mean fluid temperature and the mean temperature at the inlet:

p

ATheat -

2 cpGv

[K]

(13)

The program Scilab was used for data processing of the results and compared them with the theoretical ones. The equations of Mikheev, Hansen, Ramm, Kutateladze, for heat transfer at movement of liquid in pipes, are used for calculation and given below.

The equation for heat transfer hi the transient behavior of fluid motion (2-103< Re^ < 104): [7]

0,25

f \PrJ

The equation for heat transfer hi the transient regime of fluid motion [8]:

Nu

if = 0,022SRe°'8Pr°A ■ /; / = 1 - ^

6105

(14)

(15)

The equation for heat transfer (for Re from 2300 and for the en the region of turbulent fluid flow) [9]:

- ( - \ -ftl /

Nuf = 0,12 (Re3 - 125) M7/0 (I6)

The equation for turbulent behavior:

A^ = 0,021 Re°dfPrW(£-)°'25.£l (17)

where el is the change of mean heat transfer coefficient along the length of the tube [10]. The equation for the turbulent behavior:

Nu

0,023 Pr Re0 B

f l+2,14Re_01'(Pr2/3—l)

[H]

(18)

After data processing , the graphs were built which are shown in Figure 3 and Figure 4.

Nu=f(Re)

Re

Figure 3. Dependency graphs of Nusselt number on Reynolds number Nu (Re) according to experimental and theoretical data.

a=f(Re)

R<

Figure 4. Dependency graphs of the convective heat transfer coefficient on the Reynolds criterion a (Re) according to experimental and theoretical data.

5. Conclusion

The experimental setup has been designed and assembled to investigate heat transfer in small diameter tubes. The working area was fabricated for the study of convective heat transfer hi tubes with an internal diameter of 1.5 mm. The intensity of convective heat transfer in the liquid flow inside a smooth tabe of circular cross-section is investigated. The dependency graphs of the convective heat transfer coefficient on Reynolds number a(Re) are compared according to experimental and theoretical data. Moreover, the dependency graphs of Nusselt number on Reynolds number Nu(Re) are compared according to experimental and theoretical data. The experimental data has revealed no contradictions with the dependencies previously known.

References

[1

Bezotosnyi V V, Krokliin O N, Oleshchenko V A , Pevtsov V F, Popov YU M and Cheshev E A 2015 Thermal condition of high-power laser diodes Bull. Of the Lebedev Phys. lust. 42(3) 88-92DOI: 10.3103/S1068335615030057

[2] Kadirova D K 2017 MicroChannel heat exchange systems applications to ensure thermal

conditions Bull, of the Science Week - 2017 ofDagestan St. Tech. University 35 - 37

[3] Konovalov D A, Kozliukhov N N and Drozdov I G 2016 Modeling of processes of heat and mass

transfer in microchannel heat exchangers of space-system engineering control systems Bull, of the Reshetne\> University 17(1) 137-146

[4] Belyaev A V, Varavva A N, Dedov A V and Komov A T 2012 Proceedings of the VIII school-

seminar of Kazan National Research Technical University named after A N Tupolev 24 — 27

[5] Malakliovskiy S A, Varavva A N, Dedov A V, Zakliarov E M and Komov A T 2007

Experimental research of hydrodynamics and heat transfer in the channels of small diameter Bull, of the Moscow Power Engineering Institute (1) 51-56

[6] Isachenko V P, Osipova V A and Sukomel A S 1981 Heat Transfer (Moscow: Energy

Publishing)

[7] Dul'nev G N and Semyaslikin E M 1968 Heat Transfer in Radioelectronic Dev ices (Leningrad:

Energy Publishing)

[8] Andreev V A 1971 Heat Exchangers for Viscous Liquids. Fundamentals of Calculation and

Design (Leningrad: Energy Publishing)

[9] Tarasov F M 1964 Thin Layer Heat Exchangers (Moscow — Leningrad: Engineering)

[10] Milieev M A and Milieeva I M 2010 Fundamentals of Heat Transfer (Moscow: Publishing House

Bastet)

[11] Kutateladze S S 1979 Fundamentals of Heat Transfer Theory (Moscow: Atom Publishing)

DOI 10.1007/sll018-020-01809-w

Measurement Techniques, Vol. 63, No. 6, September, 2020

THERMOPHYSICAL MEASUREMENTS

IMPROVEMENT OF METHODS AND MEANS FOR THE VERIFICATION AND CALIBRATION OF THERMAL IMAGERS

V. V. (ierasyutenko,1 A. V. Sharkov,1 V. A. Korablev,1 and D. A. Minkin2 UDC 536.52

This paper proposes a verification and calibration method for thermal imagers that consists in comparing temperature readings obtained by contact- and thermal imaging methods. In order to confirm the reliability of the proposed method, an experimental setup was developed, whose main element comprises an emitting surface in the form of a 330 x 200 x 4 mm rectangular plate covered with paint having an emissivity factor not less than 0.96. The paper presents the results of temperature field calculations on the plate's emitting surface. The temperature field of the plate's emitting surface was determined by the contact method using chromel-alumel thermocouples, as well as the thermal imaging method. Av a result of the obtained temperature values analysis, it is concluded that the heat exchange of the plate with the ambient air starts to play a significant role when the temperature of the emitting surface approaches 50°C. Therefore, air heaters were applied in order to reduce the dissipation of heat from the emitting surface into the environment. These heaters are two aluminum-magnesium alloy plates attached to the end face of the emitting surface. The metal heat exchanger coils are installed on the surfaces of the plates and connected by hoses to the liquid thermostat. One of the plates heats the air flowing around the emitting surface, while the other prevents the thermal emission into the environment. As a result of the application of the heaters, the heat exchange intensity of the radiating surface of the plate with the environment decreases. Recommendations about the choice of heater sizes are given. The main advantages of the proposed method are the following: ensuring high isothermicity of the emitting surface throughout the thickness of the plate; accuracy of the temperature maintaining at a given level; reducing the transition time of the device to a steady-state regime. Keywords: thermal imager, verification and calibration method, temperature field, emitting surface, heat exchange, thermal imager field of view, heater.

Introduction. An effective method for measuring the infrared radiation intensity of surrounding objects, with subsequent determination of their temperature using electro-optical devices, is infrared thermography. For performing non-contact measurements and registering the temperature field of objects, electro-optical devices known as thermal imagers arc used (GOST R 8.619-2006, "State system for ensuring the uniformity of measurements. Thermographic instruments. Verification procedure"). The main advantages of these thermal imaging systems are as follows: the possibility of non-contact (remote) measurement of an object's temperature; a wide range of temperature measurements; no need to turn off equipment or stop production in order to perform measurements; visual clarity, i.e., gaining of an overall picture of the thermal distribution of the object under study with an option to determine the temperature at specific points of the object.

1 National Research University of Information Technologies, Mechanics, and Optics (ITMO University). St. Petersburg. Russia; e-mail: [e-mail].

2 St. Petersburg University of State Fire Service, St. Petersburg. Russia; e-mail: [e-mail].

Translated from Izmeritel'nayaTekhnika, No. 6, pp. 33-39, June. 2020. Original article submitted December 27,2019. Accepted March 3,2020.

0543-1972/20/6306-0455 ©2020 Springer Science+Business Media, LLC 455

In this connection, an important task is to ensure the high accuracy of readings produced by infrared thermal imaging devices and systems by means of calibration 11-101. The present work is aimed at developing a setup for calibrating thermal imaging devices to allow the possible spread in actual temperatures and readings of verified measuring instruments (MI) to be established, as well as to determine possible inaccuracies of the resulting thermogram across the entire field of view of thermal imagers.

Methods for verifying and calibrating thermal imagers. In order to maintain an acceptable level of accuracy and reliability of readings produced by measuring thermal imagers, their timely and professional verification - initial and periodic (annual) - is necessary according to GOST R 8.619-2006. Verification includes a visual inspection, an insulation test, operation testing in all modes, determination of angular resolution, an audit of range and temperature measurement errors, determination of temperature sensitivity threshold, detection of non-uniform sensitivity across the entire field of view, as well as a convergence test of instrument readings.

Blackbody radiators and extended radiators, whose size can be ten or more times larger than the instantaneous field of view of a thermal imager, are used as standard radiators for verifying thermal imagers [4-10]. Infrared blackbody radiators are designed for checking, adjusting, and calibrating non-contact temperature measuring instruments. The operating principle of infrared blackbody radiators is based on the Stefan-Boltzmann and Planck laws, which specifiy the relationship between blackbody temperature, emissivity, and radiation intensity.

The temperature of the emitting cavity in a blackbody radiator is set by the temperature controller. A contact temperature sensor transmitting information about the current temperature to the display of the controller is built into the cavity, which is heated using an electric heater. Some models of radiators feature cooling capabilities using a coolant circulating in the cooling system.

An infrared extended blackbody (EBB) radiator (for example, EBB 540/40/100) is used to verify non-contact temperature MI in the range of 30-95°C in order to determine the minimum resolution, as well as the field-of-view angle and geometric parameters of thermal imaging devices with the help of test targets (plates having criss-cross or dashed holes located at a certain distance).

The EBB 540/40/100 radiator has a square-shaped emitting surface consisting of an extended heat radiator, a control unit, and test targets. The temperature regime of the radiator is set by the temperature-controlled distilled water coolant applied to the back of the emitting surface. The coolant tank contains a sensor with the help of which the control unit maintains the coolant at a predetermined temperature. The temperature of the emitting surface is determined by the reference resistance thermometer.

The disadvantages of existing radiators used for verifying thermal imagers are as follows: only one temperature value set by the controller is reproduced; temperature level readjustment takes quite a lot of time; there are difficulties in creating an isothermal surface of significant dimensions; the location of temperature sensors is not marked.

Setup for verifying and calibrating thermal imagers. In the present work we propose a method for verifying a portable measuring thermal imager FLIR SC620 (Flir Systems, USA, Sweden) having a high-accuracy and -sensitivity infrared camera that features a wide range of functions.

FUR SC620 specifications

Detector type.....................

Viewing angle....................

Spectral range.....................

Temperature sensitivity at 30°C...........

Continuous digital zoom...............

Image frequency...................

Focus.........................

Autofocus video camera...............

Color (16000 colors) liquid-crystal display, diagonal

Temperature range..................

Error.........................

Operating temperature range.............

Camera size......................

focal plane array with 640 x 480 pixels 45° x 25° 7.5-13 jtm 0.065°C (l-2)x 30 Hz

manual and automatic 3.2 MP

5.6"

-40 to +1500°C (option - up to +2000°C) ±2% of absolute temperature (no more than ±2°C) -15 to +50°C 120 x 140 x 220 mm

emitted from the plate into the environment using the convection and radiation heat transfer mechanism. The FLIR SC620 thermal imaging camera, which records the radiation of the plate and reproduces its temperature field on the display in the form of a thermogram, is installed at a distance of 0.45 m from the front of the plate.

Contact surface temperature measurement of the emitting plate. At this stage, the temperature of the plate is measured using thermocouples. Five chromcl-alumel thermocouples 2 are fixed on the backside of the emitting surface of the plate using highly heat-conductive glue (see Fig. 2). The hot junctions of thermocouples are located near the emitting surface to ensure high measurement accuracy. Thermocouple readings are shown on the display of the electronic device for temperature measurement and control. For accurate location of the thermal imager relative to the front of the emitting plate, thin galvanized metal washers are attached as markers to indicate the location of the thermocouples. Since the emissivity of the galvanized coating e ~ 0.2, the washers will always appear as darkened in the thermogram.

The readings of the thermal imager are compared with the contact temperature measurements along with an estimation of the discrepancy between the obtained values.

Calculation and selection of setup design parameters. In developing the setup, special attention was paid to the following points: assurance of high isothermality of the emitting surface along the height of the plate under conditions of convection and radiation heat transfer; accuracy of temperature maintenance at a given level; choice of the optimum coating characterized by high emissivity (e > 0.96); reduction of the time required for the device to enter stationary mode as compared to other verification devices.

The dimensions of the emitting plate were selected on the basis of the resolution of the macro lens of the thermal imaging system, the array size, and the viewing angle of the lens [14,15]. The field of view of the thermal imager was calculated to correspond to the size of the area obtained on the screen. With a decrease in the field-of-view angle, the maximum distance from the thermal imaging system to the object under study increases. The dimensions of the emitting plate shown in Fig. 2 were obtained on the basis of the performed calculations.

The required power P of the heater was determined from the differential equation of thermal conductivity for the plate [16, 17]:

,1a-ttr\ fill

0, (1)

d T(x) ah

-—[T(x)-T.,

dx

XA

where T(x) - temperature of the plate at point .von the OX axis; Ta- ambient temperature; A-cross-sectional area of the plate; X - thermal conductivity; a - total coefficient of convection and radiation heat transfer. Equation (1) was solved in general form:

T(x)-T = (T

cosh(for) cool a —TT- +

P sinh[(i>(/-.v)]

cosh(W) XAb cosh (W)

,1/2

(2)

where 7"coo| - temperature of the coolant in the thermostat; b = \ah!0A)\

The power of the heater (P = 18W) was determined from Eq. (2). The number of turns N( and the wire length /h (selected diameter d of 0.2 mm) of the heater were calculated at the supplied voltage U of 20 V and P = 18 W: /h = 2.6 m; Nt ~ 12. ATZh-TS-01/12 immersion liquid thermostat was used to control the temperature at the right end face of the plate.

Calculation of the temperature field of the plate. The following assumptions were made:

- the proposed setup for calibrating and verifying thermal imagers is in stationary mode;

- convection and radiation heat transfer coefficient a does not depend on coordinates;

- boundary conditions of the second kind are observed at the left edge of the plate, the left end face receives a continuous heat flux;

- boundary conditions of the first kind are observed at the right edge of the plate, the temperature of the right end face is set;

- adiabatic conditions are observed at the upper and lower edges of the plate, heat dissipation from the upper and lower edges is negligible; therefore it is not taken into account;

- differential equation (1) describes the temperature field of the plate.

The boundary conditions are as follows:

TABLE 1. Dependence of Heat Transfer Coefficients on the Surface Temperature of the Plate

T °c 1 sur. ar W/(mK) ac,W/(mK) a, W/(nvK)

30 6.0 3.7 9.7

45 6.5 4.7 11.2

60 6.9 5.3 12.2

TABLE 2. Temperature Measurements Performed Using the Thermal Imager Tt and the Thermocouples T2 at 7"coo| = 30°C and 7"a = 27°C

.v. m Tp-C T2.°C AT^C

0.055 41.8 42 02

0.095 40.1 39 I.I

0.135 38.6 37 1.6

0.175 37.2 36 12

0.215 36.1 34 2.1

- at the left edge, the end face of the plate receives a continuous heat flux (at x = 0), which then spreads along

its length:

-KAdT\x)/dx\]c=0 =

- at the right edge (at x = 1), the flux dissipated from the end face into the environment can be neglected, as it is much less than the heat flux from the side surface of the plate, and the end face temperature can be adopted as the temperature of the thermostat:

T(x)\x^ = Tcooi.

The total heat transfer coefficient is made up of radiation ar and convection ac transfer coefficients:

a = ar + ac.

The radiation component was obtained using the Stefan-Boltzmann law [18], whereas the convection component was determined according to the laws of convective heat transfer [19, 20]. As shown in Table 1, the change in the surface temperature of the plate 7"sur is significantly affected by the coefficients of radiation and convection heat transfer.

Results of studies on the temperature field of the plate. By solving Eq. (2), the temperature field of the plate was determined for the control points .v (Table 2). The coordinates of places to connect thermocouples were chosen as control points.

At temperatures of the emitting surface of the plate approaching 50°C, heat transfer between the plate and ambient air plays a significant role. Therefore, it is necessary to reduce the dissipation of heat fluxes from the emitting surface of the plate into the environment. Given that in this case the emitting surface does not fall into the field of view of the thermal imager, thermal insulation cannot be used. In [11,12], it was proposed to apply heated air to the surface of the plate. To heat the air, two heating plates 3 made of the AlMg-5 alloy are attached to the upper and lower end faces of the emitting plate 1 (Fig. 3). Metal coils 2 transferring heat, connected via rubber hoses 5 to the TZh-TS-01/12 liquid thermostat 4, are installed on the surfaces of heating plates. Distilled water, which also flows in the coolant passage of the emitting surface, circulates through the hoses. While one of the plates heats the air (lowing around the emitting surface, the other prevents thermal radiation emission into the environment. Since air is a diathermic medium, i.e neither absorbs nor emits electromagnetic radiation, the temperature of the air surrounding the plate does not affect the emitting properties of the plate or block the view of the thermal imager. Therefore, at elevated ambient temperatures, the temperature gradient of the emitting plate will be practically constant.

Recommendations on selecting the dimensions of heating plates. When choosing the optimum width of the plates, it is necessary to consider that radiation heat transfer takes place between the emitting and heating plates. In this case, the following assumptions are made: the bodies are non-transparent and have isothermal surfaces; the medium between the

TABLE 3. Temperature Fields 7'sur, °C, of the Plate

x, m Tcool °c

30 45 60

0.055 54.8 68.7 82.7

0.095 49.5 63.6 77.6

0.135 44.9 59.1 73.3

0.175 40.7 55.1 69.5

0.215 37.0 51.6 66.2

verified according to the following parameters: temperature measurement error in the surface temperature range of 20-90°C

as compared to the actual value measured by thermoelectric thermometers; determination of the number and location of faulty

pixels in the thermal imager array; reduction of time for readjusting the setup to another temperature range.

REFERENCES

1. K. V. Gogolinskii and Yu. A. Sil'd, "Metrological assurance of thermal NDT instruments: measuring thermal imagers and pyrometers," VMire Nerazrush. Kontr., No. 1 (20), 21-25 (2017).

2. S. P. Volkov and V. A. Nikonenko, "Metrological assurance of non-contact temperature measuring instruments," /Control Diagn., No. 8, 63-70 (2007).

3. Yu. A. Sil'd. M. A. Ivanova, and V. A. Nikonenko, "Development of a system for metrological assurance of measuring thermal imaging devices," Iznier. Tekhn., No. 4, 48-51 (2004).

4. Yu. A. Sil'd, M. S. Matveev, A. I. Pokhodun, and E. V. Vizulainen, "New VNIIM radiator for the metrological assurance of radiation thermometry," Pribory, No. 10 (100), 46-52 (2008).

5. K. A. Sharganov, Yu. A. Sil'd, and E. V. Vizulainen, "Non-contact method for reproducing, storing and transferring a temperature unit," Vestn. MetroI., No. 2,19-22 (2017).

6. G.Grgic and I. Pusnik, Int. J. Thermophys., 32, No. 1-2, 237-247 (2011), DOI: 10.1007/sl0765-011-0932-z.

7. R. Vendt, P. Jaanson,et al„Proc. SPIE, 729902-5 (2009), DOI: 10.1117/12.818423.

8. A. Miklavec, I. Pusnik, V. Batagelj, and J. Drnovsek, Meas. Sci. Techno!.. 24, No. 2, 025001 (2013), DOI: 10.1088/ 0957-0233/24/2/025001.

9. J. Hartmann, J. Hollandt, et al., Exp. Meth. Phys. Sci., 42, No. C, 241-295 (2009). DOI: 10.1016/S1079-4042(09) 04206-4.

10. S. Laguela, H. Gonzalez, et al.. Infrared Phys. Techn., 54, No. 2,92-99. (2011), DOI: 10.1016/j.infrared.2011.01.002.