Pr
=
20.991Pr
µ
K
f
⋅
Cp
:=
µ
1.32poise
100=
µ
:=
µ
( )
T
ρ
1.787×
103kg
m
3=
ρ
:=
ρ
( )
T
K
f
0.062watt
m K
⋅
=
K
f
:=
Kf T
( )
Cp
986.314joule
kg K
⋅
=
Cp
:=
Cp T
( )
Calculated physical properties:
µ
( )
T
interp v4 T0
(
,
,
µ4
,
T
)
poise
100⋅
:=
T
:=
−
18Evaluation temperature:
Kf T
( )
interp v3 T0
(
,
,
K3
,
T
)
watt
m K
⋅
⋅
:=
v4
:=
lspline T0
(
,
µ4
)
µ4
:=
Ppf
〈 〉
4v3
:=
lspline T0 K3
(
,
)
K3
:=
Ppf
〈 〉
3ρ
( )
T
interp v2 T0
(
,
,
ρ2
,
T
)
kg
m
3⋅
:=
v2
:=
lspline T0
(
,
ρ2
)
ρ2
:=
Ppf
〈 〉
2Cp T
( )
interp v1 T0
(
,
,
Cp1
,
T
)
joule
kg K
⋅
⋅
:=
v1
:=
lspline T0 Cp1
(
,
)
Cp1
:=
Ppf
〈 〉
1T0
:=
Ppf
〈 〉
0Ppf
20−
15−
10−
5−
0 5 10 15 20 25 30 35 983 991 998 1006 1014 1022 1030 1037 1045 1053 1061 1068 1792 1779 1766 1753 1740 1727 1714 1701 1688 1675 1662 1649 0.0622 .0617 0.0611 0.0606 0.0600 0.0595 0.0589 0.0584 0.0578 0.0573 0.0567 0.0562 1.373 1.243 1.130 1.032 0.946 0.870 0.803 0.743 0.690 0.643 0.600 0.562
:=
3M PF-5060 thermal properties
Data for per-fluoro-carbon C
6F
14, taken from the 3M calculation sheet
"3M Performance Fluids"
developed by Lew Tousignant 3M Company.
Evaluations of the pressure drops for TIB
cooling loop (single sided layers)
Q
cl
=
89.82watt
∆T
:=
1⋅
K
Assumed thermal gradient.
b
:=
4.55⋅
mm
h
:=
1.9⋅
mm
External pipes dimension (real dimensions)
s
:=
0.35 10⋅
−
3m
Pipe thickness
R
0
:=
12mmBending radii
D
4⋅
(
b
−
2⋅
s
)
⋅
(
h
−
2⋅
s
)
b
−
2s
(
)
+
(
h
−
2s
)
[
]
⋅
2:=
D
=
1.83mm
Hydraulic Diameter
G
CLmin
Q
cl
Cp
⋅
∆T
:=
G
CLmin
=
5.464 kgmin
−
1Q
CLmin
G
CLmin
ρ
:=
Minimum flow needed for the cooling loop.
Q
CLmin
=
3.058liter min
⋅
−
1G
Rmin
G
CLmin
n
r
:=
G
Rmin
=
0.546kg min
⋅
−
1Minimum flow needed for a row.
Q
Rmin
Q
CLmin
n
r
:=
G
Rmin
=
32.784kg hr
⋅
−
1Minimum flow needed for a row
.
QRmin
=
18.348liter hr
⋅
−
1Number of chips in module n
c
:=
4N° of Opto hybrid per module n
HY
:=
1Optohybrid power consumption P
oh
:=
0.74wattPercent of row power dissipated
in cables
P
%c
:=
50n
:=
3Number of modules per row.
n
ir
:=
5Number of internal cooling rows.
n
er
:=
5Number of external cooling rows.
n
r
:=
n
ir
+
n
er
Number of rows per cooling loop.
Q
m
(
n
c
⋅
P
c
+
P
oh
⋅
n
HY
)
100+
P
%c
100
⋅
:=
Heat produced by a module:
Q
m
=
2.994watt
Q
r
:=
Q
m
⋅
n
Heat produced by a row:
Q
r
=
8.982watt
Re
2.733×
103 8.448×
103 8.448×
103 7.987×
103
=
Re
i
ρ
⋅
V
i
⋅
D
i
µ
:=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Reynold's number
V
1.103 1.2 1.2 0.536
m sec-1
=
V
G
Rmin
ρ
⋅
A
1G
Rmin
⋅
n
er
ρ
⋅
A
2G
Rmin
⋅
n
ir
ρ
⋅
A
3G
CLmin
ρ
⋅
A
4
:=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Fluid velocity
A
4.62 21.237 21.237 95.033
mm
2=
D
1.83 5.2 5.2 11
mm
=
L
1.5 0.8 0.8 0.4
m=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
A
b
−
2⋅
s
(
) h
⋅
(
−
2⋅
s
)
π
⋅
(
6mm s−
d6
⋅
2)
2 4π
⋅
(
6mm s
−
d6
⋅
2)
2 4π
⋅
(
12mm s−
d12
⋅
2)
2 4
:=
D
D
6mm−
2sd6
6mm
−
2s
d6
12mm−
2sd12
:=
L
L
r
L
d6
L
d6
L
d12
:=
D12 pipe thickness
s
d12
:=
0.5mmD6 pipe thickness
s
d6
:=
0.4mmLenght of each D12 cooling pipes
L
d12
:=
0.4mLenght of each D6 cooling pipes
L
d6
:=
0.8mLenght of row cooling pipe
L
r
:=
1500⋅
mm
Evaluation of pressure losses
i
:=
1..
4ORIGIN
:=
1f
0.3164Re
0.25:=
Blasius correlation for 2.320<Re<100.000 (smooth pipes)
- Row pipe
- External coolin rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Friction factor
f
0.044 0.033 0.033 0.033
=
DISTRIBUTED pressure losses for each
segment of pipes
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
∆P
i
12⋅
ρ
⋅
( )
V
i
2L
i
D
i
⋅
⋅
f
i
:=
∆P
0.385 0.064 0.064 3.086×
10−
3
atm
=
Concentrated pressure loss [Memento des pertes de charge
I.E Idel'cik pag. 196]
K
lr
λ
δ
←
135D
H
←
D
1Re
←
Re
1β
Re
D
H
2⋅
R
0
⋅
←
λ1
20Re
0.65D
H
2⋅
R
0
0.175⋅
←
λ1
if
50<
β
∧
β
<
600λ2
10.4Re
0.55D
H
2⋅
R
0
0.225⋅
←
λ2
if
600<
β
∧
β
<
1400λ3
5Re
0.45D
H
2⋅
R
0
0.275⋅
←
λ3
if
1400<
β
∧
β
<
5000←
λ
−
f
1(
)
⋅
0.0175R
0
D
1⋅
⋅
δ
:=
K
90
λ
δ
←
90D
H
←
D
1Re
←
Re
1β
Re
D
H
2⋅
R
0
⋅
←
λ1
20Re
0.65D
H
2⋅
R
0
0.175⋅
←
λ1
if
50<
β
∧
β
<
600λ2
10.4Re
0.55D
H
2⋅
R
0
0.225⋅
←
λ2
if
600<
β
∧
β
<
1400λ3
5Re
0.45D
H
2⋅
R
0
0.275⋅
←
λ3
if
1400<
β
∧
β
<
5000←
λ
−
f
1(
)
⋅
0.0175R
0
D
1⋅
⋅
δ
:=
!! Pressure losses in manifolds neglected !!
∆P
tot
=
7.658×
104Pa
∆P
tot
:=
∆P
1+
(
∆P
2+
∆P
3+
∆P
4)
⋅
2+
∆P
Cr
+
∆P
C6e
+
∆P
C6i
+
∆P
C12
∆P
C90
=
139.289Pa
∆P
C90
(
2⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
⋅
( )
V
4 2:=
∆P
C12
=
51.391Pa
∆P
C12
(
K
v
⋅
1)
1 2⋅ ρ
⋅
⋅
( )
V
4 2:=
∆P
C6i
=
1.046×
103Pa
∆P
C6i
(
3⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
⋅
( )
V
3 2:=
∆P
C6e
=
1.046×
103Pa
∆P
C6e
(
3⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
⋅
( )
V
2 2:=
∆P
Cr
=
8.686×
103Pa
∆P
Cr
(
12⋅
K
lr
+
10⋅
K
90
+
2K
v
)
1 2⋅ ρ
⋅
⋅
( )
V
1 2:=
Section variation
K
v
:=
.2135° curve
K
lr
=
0.40790° curve
K
90
=
0.271Q
Rmin
=
18.348liter hr
⋅
−
1Experimental pressure drops in circular pipe
∆P
sround
( )
G
:=
.0002⋅
G
2+
.0075⋅
G
−
0.015Experimental pressure drops in rectangular pipe
∆P
sflat
( )
G
:=
.0006⋅
G
2+
.0158⋅
G
−
0.059 0 10 20 30 40 50 60 0 1 2 3 4∆
P
sflat( )
G
∆
P
sround( )
G
G
∆P
sflat
Q
Rmin
hr
liter
⋅
=
0.433Experimental pressure drop
∆P
1+
∆P
Cr
=
0.471atm
Theoretical pressure drop
Error (%):
∆P
1+
∆P
Cr
(
)
∆P
sflat
Q
Rmin
hr
liter
⋅
⋅
atm
−
∆P
sflat
Q
Rmin
hr
liter
⋅
⋅
atm
100⋅
=
8.731Evaluation of the heat transfer coefficient inside the row
Gnielinsky's formula
valid for transient regime flow:
3.000<Re<5*10^5
h
Gn
if
i
8Re
i
−
1000(
)
⋅
Pr
1 12.7f
i
8⋅
⋅
(
Pr
0.66−
1)
+
⋅
K
f
D
i
⋅
:=
h
DB
i 0.023( )
Re
i
0.8Pr
0.3K
f
D
i
:=
Fully turbulent flow pattern
Re
1=
2.733×
103h
Gn
1 954.488watt
m
2⋅
K
=
h
DB
1 1.091 10 3×
watt
m
2⋅
K
=
Pr
=
20.991Pr
µ
K
f
⋅
Cp
:=
µ
1.32poise
100=
µ
:=
µ
( )
T
ρ
1.787×
103kg
m
3=
ρ
:=
ρ
( )
T
K
f
0.062watt
m K
⋅
=
K
f
:=
Kf T
( )
Cp
986.314joule
kg K
⋅
=
Cp
:=
Cp T
( )
Calculated physical properties:
µ
( )
T
interp v4 T0
(
,
,
µ4
,
T
)
poise
100⋅
:=
T
:=
−
18Evaluation temperature:
Kf T
( )
interp v3 T0
(
,
,
K3
,
T
)
watt
m K
⋅
⋅
:=
v4
:=
lspline T0
(
,
µ4
)
µ4
:=
Ppf
〈 〉
4v3
:=
lspline T0 K3
(
,
)
K3
:=
Ppf
〈 〉
3ρ
( )
T
interp v2 T0
(
,
,
ρ2
,
T
)
kg
m
3⋅
:=
v2
:=
lspline T0
(
,
ρ2
)
ρ2
:=
Ppf
〈 〉
2Cp T
( )
interp v1 T0
(
,
,
Cp1
,
T
)
joule
kg K
⋅
⋅
:=
v1
:=
lspline T0 Cp1
(
,
)
Cp1
:=
Ppf
〈 〉
1T0
:=
Ppf
〈 〉
0Ppf
20−
15−
10−
5−
0 5 10 15 20 25 30 35 983 991 998 1006 1014 1022 1030 1037 1045 1053 1061 1068 1792 1779 1766 1753 1740 1727 1714 1701 1688 1675 1662 1649 0.0622 .0617 0.0611 0.0606 0.0600 0.0595 0.0589 0.0584 0.0578 0.0573 0.0567 0.0562 1.373 1.243 1.130 1.032 0.946 0.870 0.803 0.743 0.690 0.643 0.600 0.562
:=
3M PF-5060 thermal properties
Data for per-fluoro-carbon C
6F
14, taken from the 3M calculation sheet
"3M Performance Fluids"
developed by Lew Tousignant 3M Company.
Evaluations of the pressure drops for TIB
cooling loops (double sided layers)
Q
cl
=
236.16watt
∆T
:=
1⋅
K
Assumed thermal gradient.
b
:=
4.55⋅
mm
h
:=
1.9⋅
mm
External pipes dimension (real dimensions)
s
:=
0.35 10⋅
−
3m
Pipe thickness
R
0
:=
12mmBending radii
D
4⋅
(
b
−
2⋅
s
)
⋅
(
h
−
2⋅
s
)
b
−
2s(
)
+
(
h
−
2s)
[
]
⋅
2:=
D
=
1.83mm
Hydraulic Diameter
G
CLmin
Q
cl
Cp
⋅
∆T
:=
G
CLmin
=
14.366 kgmin
−
1Q
CLmin
G
CLmin
ρ
:=
Minimum flow needed for the cooling loop.
Q
CLmin
=
8.04liter min
⋅
−
1G
Rmin
G
CLmin
n
r
:=
G
Rmin
=
1.437kg min
⋅
−
1Minimum flow needed for a row.
Q
Rmin
Q
CLmin
n
r
:=
G
Rmin
=
86.197kg hr
⋅
−
1Minimum flow needed for a row
.
QRmin
=
48.241liter hr
⋅
−
1Chip power consumption
P
c
:=
0.314wattNumber of chips in module n
c
:=
12N° of Opto hybrid per module n
HY
:=
2Optohybrid power consumption P
oh
:=
0.74wattPercent of row power dissipated
in cables
P
%c
:=
50n
:=
3Number of modules per row.
n
ir
:=
5Number of internal cooling rows.
n
er
:=
5Number of external cooling rows.
n
r
:=
n
ir
+
n
er
Number of rows per cooling loop.
Q
m
(
n
c
⋅
P
c
+
P
oh
⋅
n
HY
)
100+
P
%c
100
⋅
:=
Heat produced by a module:
Q
m
=
7.872watt
Q
r
:=
Q
m
⋅
n
Heat produced by a row:
Q
r
=
23.616watt
Re
7.185×
103 2.221×
104 2.221×
104 2.1×
104
=
Re
i
ρ
⋅
V
i
⋅
D
i
µ
:=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Reynold's number
V
2.901 3.155 3.155 1.41
m sec-1
=
V
G
Rmin
ρ
⋅
A
1G
Rmin
⋅
n
er
ρ
⋅
A
2G
Rmin
⋅
n
ir
ρ
⋅
A
3G
CLmin
ρ
⋅
A
4
:=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Fluid velocity
A
4.62 21.237 21.237 95.033
mm
2=
D
1.83 5.2 5.2 11
mm
=
L
1.5 0.8 0.8 0.4
m=
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
A
b
−
2⋅
s
(
) h
⋅
(
−
2⋅
s
)
π
⋅
(
6mm s−
d6
⋅
2)
2 4π
⋅
(
6mm s−
d6
⋅
2)
2 4π
⋅
(
12mm s−
d12
⋅
2)
2 4
:=
D
D
6mm
−
2s
d6
6mm−
2sd6
12mm−
2sd12
:=
L
L
r
L
d6
L
d6
L
d12
:=
D12 pipe thickness
s
d12
:=
0.5mm
D6 pipe thickness
s
d6
:=
0.4mm
Lenght of each D12 cooling pipes
L
d12
:=
0.4m
Lenght of each D6 cooling pipes
L
d6
:=
0.8m
Lenght of row cooling pipe
L
r
:=
1500⋅
mm
Evaluation of pressure losses
i
:=
1..
4ORIGIN
:=
1ε
:=
0.001⋅
mm
Roughness for each pipe
f
0.3164Re
0.25:=
Blasius correlation for 2.320<Re<100.000 (smooth pipes)
- Row pipe
- External coolin rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
Friction factor
f
0.034 0.026 0.026 0.026
=
DISTRIBUTED pressure losses for each
segment of pipes
- Row pipe
- External cooling rows
- Internal cooling rows
- Supply pipe D12mm
∆P
i
1 2⋅
ρ
( )
V
i
2⋅
L
i
D
i
⋅
⋅
f
i
:=
∆P
2.09 0.35 0.35 0.017
atm
=
Concentrated pressure loss [Memento des pertes de charge
I.E Idel'cik pag. 196]
K
lr
λ
δ
←
135D
H
←
D
1Re
←
Re
1β
Re
D
H
2⋅
R
0
⋅
←
λ1
20Re
0.65D
H
2⋅
R
0
0.175⋅
←
λ1
if
50<
β
∧
β
<
600λ2
10.4Re
0.55D
H
2⋅
R
0
0.225⋅
←
λ2
if
600<
β
∧
β
<
1400λ3
5Re
0.45D
H
2⋅
R
0
0.275⋅
←
λ3
if
1400<
β
∧
β
<
5000←
λ
−
f
1(
)
⋅
0.0175R
0
D
1⋅
⋅
δ
:=
K
90
λ
δ
←
90D
H
←
D
1Re
←
Re
1β
Re
D
H
2⋅
R
0
⋅
←
λ1
20Re
0.65D
H
2⋅
R
0
0.175⋅
←
λ1
if
50<
β
∧
β
<
600λ2
10.4Re
0.55D
H
2⋅
R
0
0.225⋅
←
λ2
if
600<
β
∧
β
<
1400λ3
5Re
0.45D
H
2⋅
R
0
0.275⋅
←
λ3
if
1400<
β
∧
β
<
5000←
λ
−
f
1(
)
⋅
0.0175R
0
D
1⋅
⋅
δ
:=
!! Pressure losses in manifolds neglected !!
∆P
tot
=
3.902×
105Pa
∆P
tot
:=
∆P
1+
(
∆P
2+
∆P
3+
∆P
4)
⋅
2+
∆P
Cr
+
∆P
C6e
+
∆P
C6i
+
∆P
C12
∆P
C90
=
401.535Pa
∆P
C90
(
2⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
( )
V
4 2⋅
:=
∆P
C12
=
355.268Pa
∆P
C12
(
K
v
⋅
1)
1 2⋅ ρ
⋅
( )
V
4 2⋅
:=
∆P
C6i
=
3.015×
103Pa
∆P
C6i
(
3⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
( )
V
3 2⋅
:=
∆P
C6e
=
3.015×
103Pa
∆P
C6e
(
3⋅
K
90
)
1 2⋅ ρ
⋅
( )
V
2 2⋅
:=
∆P
Cr
=
2.679×
104Pa
∆P
Cr
(
12⋅
K
lr
+
10⋅
K
90
+
2Kv
)
1 2⋅ ρ
⋅
( )
V
1 2⋅
:=
Section variation
K
v
:=
.2135° curve
K
lr
=
0.1790° curve
K
90
=
0.113Comaparison with experimental data of chapter 4
Q
Rmin
=
48.241liter hr
⋅
−
1Experimental pressure drops in circular pipe
∆P
sround
( )
G
:=
.0002⋅
G
2+
.0075⋅
G
−
0.015Experimental pressure drops in rectangular pipe
∆P
sflat
( )
G
:=
.0006⋅
G
2+
.0158⋅
G
−
0.059 0 10 20 30 40 50 60 0 1 2 3 4∆
P
sflat( )
G
∆
P
sround( )
G
G
∆P
sflat
Q
Rmin
hr
liter
⋅
=
2.1Experimental pressure drop
∆P
1+
∆P
Cr
=
2.354atm
Theoretical pressure drop
Error (%):
∆P
1+
∆P
Cr
(
)
∆P
sflat
Q
Rmin
hr
liter
⋅
⋅
atm
−
∆P
sflat
Q
Rmin
⋅
liter
hr
⋅
atm
100
Evaluation of the heat transfer coefficient inside the row
Gnielinsky's formula
valid for transient regime flow:
3.000<Re<5*10^5
h
Gn
if
i
8Re
i
−
1000(
)
⋅
Pr
1 12.7f
i
8⋅
⋅
(
Pr
0.66−
1)
+
⋅
K
f
D
i
⋅
:=
h
DB
i 0.023( )
Re
i
0.8Pr
0.3K
f
D
i
:=
Fully turbulent flow pattern
Re
1=
7.185×
103h
Gn
1 2.965×
103watt
m
2⋅
K
=
h
DB
1 2.364×
103watt
m
2⋅
K
=
Spessore kapton
kout_pCF 2 watt m K⋅
⋅ :=
sglue1:=0.1 mm⋅ Spessore colla tra tubo e ledge
kair 0.023 watt m K⋅
⋅ :=
sglue2:=0.1mm
Spessore colla tra CF e HY
ahy:=300 mm⋅ 2 kout_phy 0.34 watt
m K⋅
⋅ :=
Area di metà ibrido achips:=50mm2 Area sotto metà chips
kin_phy 60 watt m K⋅
⋅ :=
aledge :=200mm2 Area di contatto ledge-CF
gapair:=5 10⋅ −3⋅mm Distanza media tra il frame e il ledge
htc50lh 1700 watt m2⋅K
⋅ :=
d:=20 mm⋅ Distanza tra i baricentri dell'area scaldata e della superficie di contatto del ledge
********************************************************************************************** Calcoli
********************************************************************************************** Definiamo la resistenza termica come la differenza di temperatura divisa per la potenza termica scambiata, (1 watt nel caso considerato).
Dal fluido al tubo di alluminio (strato limite)
A :=(b+2 h⋅ ) lledge⋅ A =175.2 mm2 superficie di contatto tubo-ledge
Calcolo delle resistenze termiche, dal fluido ai
chips dell'ibrido.
Data una potenza assegnata (2 watt) che deve fluire dal fluido ai chips di un modulo "single sided" si determinano le cadute di temperatura nei vari strati che si incontrano.
Nota: tutte le considerazioni seguenti sono fatte per metà del
ledge di read-out
W:= 1watt potenza di riferimento
Calcoli esegiti con l'ibrido in FR4
Dati geometrici della struttura: Conducibilità termiche
spipe:= 0.35mm kglue1 0.2watt m K⋅ := sledge :=2.3mm kglue2:=kglue1 b:=3.6mm Larghezza tubo dopo schiacciatura
h:=1.85mm Altezza tubo dopo schiacciatura
kkapton 0.2watt m K⋅
:=
lledge:=24mm Lunghezza cava di alloggiamento tubo nel ledge
kAl 220 watt m K⋅
⋅ :=
scf :=.7mm Spessore fibra di carbonio
shy:=0.38mm Spessore ibrido kin_pCF 220 watt m K⋅
⋅ :=
Assonometria dell'ibrido con rappresentata l'area di scambio con il ledge "read out"
Resistenza della fibra di carbonio
NOTA: i pedici "inp" ed "outp" indica le resistenze termiche rispettivamente nel piano della lamina (in plane), e quelle attraverso lo spessore (out of plane).
R5 1.087 K watt = R5 gapair kair aledge⋅ :=
Resistenza di contatto tra ledge e frame R4 0.06 K watt = R4 sledge Aledge kAl⋅ := Aledge = 175.2 mm2 Aledge:=min A aledge
(
,)
Resistenza dell'alluminio del ledge R3 2.854 K watt = R3 sglue1 kglue1 A⋅ :=
Resistenza della colla tra tubo e ledge R2 9.081×10−3 K watt = R2 spipe A kAl⋅ :=
Spessore del tubo di alluminio watt A htc50lh⋅
Temperatura ibrido 25 − ⋅K 1 8 i Ri
∑
= 1 ⋅ watt + =−9.396KTemperatura media frame e silicio 25 − ⋅K 1 6 i Ri
∑
= 1 ⋅ watt + =−17.633K 1 6 i Ri∑
= 7.367 K watt = i Ri∑
15.604 K watt = R 0 3.358 9.081×10−3 2.854 0.06 1.087 4.512 3.725
K watt = R R8 3.725 K watt = R8 shy kout_phy ahy⋅ := Resistenza dell'ibrido i:=1 8.. ORIGIN:=1 R7 1.667 K watt = R7 sglue2 kglue2 ahy⋅ :=Resistenza della colla tra l'ibrido e il frame
R6 4.512 K watt = R6 1 Rinp_cf 1 Rinp_hy +
1 − Routp_cf + :=Per valutare la resistenza temica nel piano si è considerato il parallelo tra la fibra di carbonio e l'ibrido, a causa dei piccoli spessori in gioco rispetto alla distanza "d" (come mostrato in appendice E, oltre 8 mm di distanza il calore risente soprattutto della conducibilità nel piano dell'ibrido).
Routp_cf 1.998 K watt = Routp_cf scf kout_pCF Achips⋅ := Achips = 175.2 mm2 Achips:=max achips Aledge
(
,)
Rinp_hy 19.493 K watt = Rinp_hy d kin_phy 45⋅ mm shy⋅ := Rinp_cf 2.886 K watt = Rinp_cf d kin_pCF 45⋅ mm scf⋅ :=
ahy:=300 mm⋅ 2
Area di metà ibrido kair 0.023 watt m K⋅
⋅ :=
achips:=50mm2 Area sotto metà chips
kout_phy 34 watt m K⋅
⋅ :=
aledge :=200mm2 Area di contatto ledge-CF
kin_phy 34 watt m K⋅
⋅ :=
gapair:=5 10⋅ −3⋅mm Distanza media tra il frame e il ledge d:=20 mm⋅ Distanza tra i baricentri dell'area scaldata
e della superficie di contatto del ledge
********************************************************************************************** Calcoli
********************************************************************************************** Definiamo la resistenza termica come il gradiente, in °K, necessari per far passare la potenza di 1watt, ovvero la nostra potenza di riferimento.
Dal fluido al tubo di alluminio (strato limite)
A :=(b+2 h⋅ ) lledge⋅ A =175.2 mm2 superficie di contatto tubo-ledge
R1 1
A htc50lh⋅
:= R1 3.358 K
watt
=
Spessore del tubo di alluminio
R2 spipe A kAl⋅ := R2 9.081×10−3 K watt =
Resistenza della colla tra tubo e ledge R3 sglue1 kglue1 A⋅ := R3 2.854 K watt =
Calcoli esegiti con l'ibrido in allumina
si vedano i commenti e le figure riportate per il caso con ibrido in FR4
fatti sopra
Dati geometrici della struttura: Conducibilità termiche
spipe :=0.35mm kglue1 0.2watt m K⋅ := sledge :=2.3mm kglue2:=kglue1 b:=3.6mm Larghezza tubo dopo schiacciatura
h:=1.85mm Altezza tubo dopo schiacciatura
kkapton 0.2watt m K⋅
:=
lledge:=24mm Lunghezza cava di alloggiamento tubo nel ledge
kAl 220 watt m K⋅
⋅ :=
scf :=.7mm Spessore fibra di carbonio
shy:=0.38mm Spessore ibrido kin_pCF 220 watt m K⋅
⋅ :=
skapton:=0.1mm Spessore kapton
kout_pCF 2 watt m K⋅
⋅ :=
sglue1:=0.1 mm⋅ Spessore colla tra tubo e ledge
htc50lh 1700 watt m2⋅K
⋅ :=
sglue2:=0.1mm
R8 0.037 K watt = R8 shy kout_phy ahy⋅ := Resistenza dell'ibrido R7 1.667 K watt = R7 sglue2 kglue2 ahy⋅ :=
Resistenza della colla tra l'ibrido e il frame
R6 4.66 K watt = R6 1 Rinp_cf 1 Rinp_hy +
1 − Routp_cf + := Routp_cf 1.998 K watt = Routp_cf scf kout_pCF Achips⋅ := Achips = 175.2 mm2 Achips:=max achips Aledge(
,)
Rinp_hy 34.4 K watt = Rinp_hy d kin_phy 45⋅ mm shy⋅ := Rinp_cf 2.886 K watt = Rinp_cf d kin_pCF 45⋅ mm scf⋅ :=
Resistenza della fibra di carbonio R5 1.087 K watt = R5 gapair kair aledge⋅ :=
Resistenza di contatto tra ledge e frame R4 0.06 K watt = R4 sledge Aledge kAl⋅ := Aledge = 175.2 mm2 Aledge:=min A aledge
(
,)
R R 9.081×10−3 2.854 0.06 1.087 4.66 1.667 0.037
K watt = i Ri∑
13.731 K watt = 1 6 i Ri∑
= 12.027 K watt = 25 − ⋅K 1 6 i Ri∑
= 1 ⋅ watt + =−12.973KTemperatura media frame e silicio
25 − ⋅K 1 8 i Ri
∑
= 1 ⋅ watt + =−11.269K Temperatura ibridoKp 0.05 watt m K⋅ ⋅ := rockwwool Krw 0.047 watt m K⋅ ⋅ := aria Ka 0.0273 watt m K⋅ ⋅ :=
Condizioni ambientali:
Temperatura dell'aria nella stanza: Tamb:=290K Temperatura dentro la scatola: Tbox :=281K Coefficienti di scambio termico convettivo:
esterno alla scatola: hext 5 watt m2⋅K
⋅ :=
interno alla scatola: hin 1 watt m2⋅K ⋅ := ∆T:=Tamb Tbox− ∆T =9 K Aext :=a b⋅ ⋅2+a h⋅ ⋅2+b h⋅ ⋅2 Aud a srw 1⋅2
− sp 1⋅2 −
⋅
b−
srw1⋅2
−sp1⋅2
⋅2+
a−
srw1⋅2
−sp1⋅2
⋅
h−srw2−srw3−sp2−sp3
⋅2 := Alati b srw 1⋅2
− sp 1⋅2 −
⋅
h−srw2−srw3−sp2−sp3
⋅2 :=Aint:=Aud Alati+
Calcolo della potenza entrante nella scatola
coibentata usata nei test di raffreddamento dei
moduli
Dati geometrici della scatola
:ORIGIN:=1 Pianta: esterna a:=50cm b:=40cm Altezza: esterna h:=29cm Lati perimetro Spessori polistirolo: sp 5 2.5 7
⋅cm+2.5cm := Coperchio Fondo Spessorirockwool: Lati perimetro srw 4 4 0.0001
⋅cm := Coperchio FondoCaratteristiche fisiche dei materiali:
Conducibilità termiche: polistiroloPp = 1.18 m Area media dello strato di polistirolo
del perimetro Ap1 Pp h srw2 − srw 3 − sp2 sp3 + 2 −
⋅ :=Area del coperchio e del fondo della rockwool Ap
2:=
a−sp1−2 srw⋅ 1
⋅
b−sp1−2 srw⋅ 1
Ap3:=Ap2
HTC equivalente dello strato di polistirolo sui lati della scatola
perimetro coperchio fondo Hp Kp sp := Hp 0.667 1 0.526
kg s3K = perimetro coperchio fondo Aext =0.922 m2 Ap 0.209 0.085 0.085
m 2 = Arw 0.443 0.166 0.166
m 2 = Aint =0.184 m2 i:=1 3.. ki 1 Hpi⋅Api 1 Hrwi⋅Arwi + 1 hext Aext⋅ + 1 hin Aint⋅ + 1 Ka 1cm⋅Aint +
1 − :=Calcolo delle conducibilità termiche dei lati della scatola: Perimetro medio dello strato di rockwool
del perimetro Prw a srw 1 −
⋅2+
b−srw1
⋅2 := Prw = 1.64 mArea media dello strato di rockwool
del perimetro Arw1 Prw h
srw 2 2 − srw3 2 −
⋅ :=Area del coperchio e del fondo della rockwool Arw
2:=
a−srw1
⋅
b−srw1
Arw3:=Arw2 HTC equivalente dello strato di rockwool
sui lati della scatola
perimetro coperchio fondo Hrw Krw srw := Hrw 1.175 1.175 4.7×104
watt m2⋅K = ***************************************** Perimetro medio dello strato di polistirolodel perimetro Pp a 2 srw 1 ⋅ − sp 1 −
⋅2+
b−2 srw⋅ 1−sp1
⋅2 :=ki 0.06 0.041 0.033 1 Kwatt = perimetro coperchio fondo Q ∆T i ki
∑
⋅ :=Q =1.203 watt
Potenza entrante nella scatola
i
ki
∑
0.134watt KTave Tw Tb
+
2
:=
proprietà dell'aria in funzione della temperatura ∆T Tw Tb− → := θ θ 180⋅π := Ppf 50 − 40 − 30 − 20 − 10 − 0 5 10 15 20 25 30 35 40 50 1.582 1.514 1.452 1.395 1.342 1.292 1.269 1.247 1.225 1.204 1.284 1.165 1.146 1.127 1.109 1.01 1.04 1.10 1.17 1.22 1.32 1.36 1.41 1.47 1.51 1.56 1.60 1.63 1.66 1.76 1.402 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.400 1.400 1.400 1.400
:= Tave 273K− 24.95 − 22.95 − 20.45 − 17.95 − 14.95 − 12.45 −
K = ∆T 0.1 3.9 8.9 13.9 19.9 24.9
K = T0:=(
Ppf〈 〉0 +273)
⋅K ρ1:= Ppf〈 〉1 v1:=lspline T0(
,ρ1)
ρ( )T interp v1 T0(
, ,ρ1,T)
kg m3 ⋅ := ν2:=Ppf〈 〉2 v2:=lspline T0(
,ν2)
ν( )T interp v2 T0(
, ,ν2,T)
⋅10−5 m 2 s ⋅ := γ3:=Ppf〈 〉3 v3:=lspline T0(
,γ3)
γ( )T :=interp v3 T0(
, ,γ3,T)
Calcolo del coefficiente di scambio termico convettivo in
aria per le piastre
Stefano Linari 27/02/2003
Temperatura della parete scaldante °C
Tw 25 21 16 11 5 0
− :=Temperatura di bulk dell'aria °C Tb:=−24.9 Angolo della piastra rispetto alla verticale θ:=89 Lunghezza caratteristica del sistema l:=0.08m Spessore della cella convettiva δ:=0.02m
********************************************************************************************
Tw:=(Tw+273) K⋅ Tb:=(Tb+273) K⋅ g 9.81m
s2
µ 1.619×10−4 1.626×10−4 1.632×10−4 1.632×10−4 1.631×10−4 1.631×10−4
poise = µ:=( )
ν ρ⋅→ Cp 1.005×103 1.005×103 1.005×103 1.005×103 1.005×103 1.005×103
J kg K⋅ = Cp:=Cp Tave( )
ν 0.114 0.115 0.117 0.118 0.119 0.12
stokes = ν:=ν( )
Tave Ka 0.022 0.023 0.023 0.023 0.023 0.023
watt m K⋅ = Ka:=Ka Tave( )
ρ 1.423 1.411 1.397 1.384 1.368 1.355
kg m3 = ρ:=ρ( )
Tave β 4.031 10 3 − × 1 K = β 1 Tb := γ 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401 1.401
= γ:=γ( )
Tave Cp T( ) interp w2 T1( , ,Cp2,T) 1000J kg K⋅ ⋅ := w2:=lspline T1 Cp2( , ) Cp2:= Kaa〈 〉2 Ka T( ) interp w1 T1( , ,K1,T) watt m K⋅ ⋅ := w1:=lspline T1 K1( , ) K1:=Kaa〈 〉1 T1:=(
Kaa〈 〉0 +273)
⋅K Kaa 100 − 50 − 0 20 40 60 0.016 0.0204 0.0243 0.0257 0.0271 0.0285 1.009 1.005 1.005 1.005 1.005 1.009
:=proprietà dell'aria in funzione della temperatura
ORIGIN:=1 Tm:=Tave 273K− hδ Nuδ⋅Ka
(
→)
δ := Nuδ 12.136 − 2.123 2.641 2.901 3.112 3.245
= Nuδ 1 1.44 1 1708 Raδ −
⋅ + Raδ 5830
1 3 1 −
+
→ := hL NuL Ka ⋅(
→)
l := NuL 2.1 5.213 6.356 7.056 7.656 8.042
=Formula di Fujii -Imura NuL 0.56
(
GrL Pr⋅)
→ cos( )
θ ⋅
1 4 ⋅ := RaL 1.133×104 4.302×105 9.511×105 1.444×106 2.002×106 2.437×106
= RaL(
GrL Pr⋅)
→ := Raδ 177.102 6.721×103 1.486×104 2.256×104 3.128×104 3.807×104
= Raδ(
Grδ⋅Pr)
→ := Grδ 244.247 9.293×103 2.065×104 3.16×104 4.429×104 5.433×104
= Grδ g⋅ ∆β⋅ Tδ 3 ⋅ ν2 → := GrL 1.563×104 5.948×105 1.322×106 2.022×106 2.835×106 3.477×106
= GrL g⋅ ∆β⋅ Tl 3 ⋅ ν2 → := Pr 0.723 0.72 0.714 0.706 0.701
= Pr µ Ka⋅Cp
→ :=hL 0.589 1.472 1.81 2.026 2.22 2.351
watt m2⋅K=
Piastra libera con inclinazione variabile
scaldante sotto
hδ 13.612 − 2.397 3.008 3.332 3.61 3.794
watt m2⋅K=
Cella convettiva orizzontale
con piastra inferiore scaldante.
HL ai g hLi 0.56
4 ← hL i g 1 10 5 ⋅ kg 4 s12K4 ⋅ > g 1 10⋅ 11 kg 4 s12K4 ⋅ < ∧ if 0 otherwise ← i∈1 6.. for a :=Il programma esegue il controllo dei valori calcolati in base ai parametri di validità delle correlazioni e in caso i risultati non siano soddisfacenti pone uguale a 0 il valore
corrispondente.
Il valore h finale che viene restituito è poi la media tra i valori ottenuti dalle due correlazioni.
Se per una data temperatura entrambi i valori calcolati sono uguali a 0 viene impostato un valore dato dalla sola
conduzione; la distanza di riferimento è stata presa 2cm. Hδ ai hδ i Raδi> 1700∧hδi> 0 Raδi 1 10 8 ⋅ < ∧ if 0 otherwise ← i∈1 6.. for a := h qi 0.0273 0.02 kg s3K ⋅ HL i= 0∧Hδi= 0 if HLi Hδ i + 2 if HLi>0∧Hδi>0 HLi HLi>0 Hδ i= 0 ∧ if Hδ i if HLi= 0∧Hδi> 0 ← i∈1 6.. for q := 0.0273 0.02 = 1.365
HL 0 0 0 0 0
= Hδ 2.397 3.008 3.332 3.61 3.794
kg s3K = h 2.397 3.008 3.332 3.61 3.794
kg s3K = TmT =(−24.95 −22.95 −20.45 −17.95 −14.95 −12.45) K hT (1.365 2.39733 3.0077 3.33211 3.61004 3.79427) kg s3K = 24 22 20 18 16 14 0 2.5 5 7.5 10 12.5 15 17.5 20 22.5 25 h ∆T TmAndamento del coefficinete di scambio termico e della differenza di temperatura tra l'aria e la superficie di riferimento in funzione della loro temperatura media.
0.002 0.0067 0.0113 0.016 0.0207 0.0253 0.03 0
0.1 0.2 0.3
0.4 Conducibilità - distanza baricentri
metri W/°K hal x( ) hFR4 x( ) x hFR4 x( ) Kzz Az ⋅ s
1 − Kxx Ax⋅ x
1 − +
1 − := hal x( ) Kal Az ⋅ s
1 − Kal Ax⋅ x
1 − +
1 − :=calcolo della conduttanza del FR4
calcolo della conduttanza dell'allumina
Area di passaggio del calore nello spessore dell'ibrido Ax= 2×10−5m2
Ax:=s 40⋅ mm
Spessore dell'ibrido s:=500 10⋅ −6m
Az:=3.85 10⋅ −4m2 Area di passaggio del calore in direzione ortogonale all'ibrido (impronta dei chips)
Conducibilità termiche dell'FR4 nel piano ed ortogonalmente ad esso Kzz 0.34 watt m K⋅ ⋅ := Kxx 50watt m K⋅ :=
Conducibilità termica dell'allumina Kal 34watt
m K⋅
:=
proprietà fisiche e geometriche dell'ibrio elettronico:
Si calcola la resistenza termica che incontra il calore per attraversare l'ibrido da una faccia all'altra, in funzione della distanza sul piano dei due baricentri termici.
Si sommano separatamente i contributi lungo Z (ortogonale al piano) e lungo X (nel piano). L'ibrido è stato schematizzato a larghezza costante in direzione Y, pari a 45mm, e l'area di riferimento per il flusso lungo Z è quella dell'impronta dei chips.
Al di là dei valori numerici delle conducibilità, che possono essere molto approssimati per le ipotesi fatte sulle aree, riveste particolare importanza il rapporto R(x) che invece è insensibile a tali valori.
Calcolo della conducibilità termica dell'ibrido al
variare del materiale del substrato
hal x( )
Assonometria dell'ibrido con rappresentata l'area di scambio con il ledge "read out" 0.001 0.0092 0.0173 0.0255 0.0337 0.0418 0.05 0 0.5 1 1.5 R(distanza) metri R 0.00804m( ) = 1