close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Особенности термосилового нагружения термоэлектрических модулей приборов в процессе их эксплуатации..pdf

код для вставкиСкачать
Особенности термосилового нагружения термоэлектрических
модулей приборов в процессе их эксплуатации
# 11, ноябрь 2013
DOI: 10.7463/1113.0631621
Горбатовская Т. А.
УДК 531.2
Россия, МГТУ им. Н.Э. Баумана
nix63@mail.ru
Введение
Применение термоэлектрических модулей (ТМ) при создании информационноизмерительных приборов являются одним из наиболее эффективных инструментов
обеспечения заданного температурного режима их функционирования, особенно в
условиях «жестких» внешних нагрузок. Малые габариты, отсутствие движущихся частей,
бесшумность, малая чувствительность к вибрациям, возможность плавного и точного
регулирования температурного режима, малая инерционность, экологичность и простота
эксплуатации
являются
определяющими
при
использовании
в
авиационном
и
космическом приборостроении. Типовая конструкция ТМ представлена на рис. 1.
Рис.1, а. Общий вид термоэлектрического модуля
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
243
Рис.1, б. Общий вид и структура термоэлектрического модуля
Вместе с тем, на настоящий момент наиболее значимым фактором, сдерживающим
широкое применение ТМ в указанных отраслях техники, является нестабильность их
показателей надежности.
Анализ литературных источников показал, что наибольшее число работ в этой
сфере посвящено исследованию свойств и разработке новых термоэлектрических
материалов (Иоффе А.Ф., Dresselhaus M.S., Goldsmid H.J. и др. [6-9]), разработке и
оптимизации конструкции и технологии изготовления ТМ (Гольцман Б.М., Snyder G.J. и
др. [10, 11]), методам расчета и измерения электрофизических параметров модуля
(Каганов Н.А., Анатычук Л.И. Hasegawa Y. и др. [12, 13]). При этом исследования,
посвященные
надежности
ТМ
и
исследованиям
физических
закономерностей
формирования отказов, практически отсутствуют. Это, в свою очередь, определяет
отсутствие
научно-обоснованного
расчетно-методического
обеспечения
выбора
рациональных конструкторско-технологических решений при производстве изделий.
Указанная цель может быть достигнута при комплексном решении целого ряда
научно-технических задач, первоочередной из которых является задача разработки
методики расчета термоупругих напряжений, возникающих в полупроводниковых ветвях
термоэлектрических модулей. Решению этой задачи посвящена данная статья.
Научная
новизна:
впервые
проведено
исследование
напряженно-
деформированного состояния ветвей ТМ в процессе эксплуатации, а также составлена
математическая модель для их количественной оценки.
Деформации, возникающие в элементах конструкции ТМ, определяются двумя
факторами: одновременным растяжением (вследствие нагрева) одной из керамических
пластин корпуса и сжатием (вследствие охлаждения) другой пластины, и изгибом,
вызванным неравномерным нагревом керамических пластин по толщине. Как следствие,
происходит деформации базовых функциональных и наиболее «уязвимых» [1] элементов
конструкции изделия – полупроводниковых ветвей (ПВ), что может привести к их
10.7463/1113.0631621
244
разрушению. Схемы температурных деформаций ТМ представлены на рисунках 2 и 3.
Ниже проведен анализ деформаций и напряжений, возникающих в полупроводниковых
ветвях ТМ при различных видах его конструктивного исполнения.
1. Температурные деформации термоэлектрического модуля, возникающие в
процессе эксплуатации.
Очевидно, что для оценки прочности конструкции ТМ необходимо сравнить
влияние различных видов деформаций на величину взаимного сдвига полупроводниковых
ветвей s и рассчитать напряжения, возникающие в ветвях ТМ.
Рассмотрим методику расчета деформации полупроводниковой ветви за счёт
неравномерности нагрева по толщине керамических пластин (рис. 2).
Рис. 2. Схема деформации ветвей за счет изгиба пластин: ρ – радиус кривизны пластины, s
– величина взаимного сдвига полупроводниковых ветвей, r – расстояние от центра
пластины, с – расстояние между пластинами
Поскольку модуль упругости керамики (материала пластины корпуса ТМ)
превышает на порядок модуль упругости теллурида висмута (материала ПВ) [4], то можно
пренебречь влиянием полупроводниковых ветвей на кривизну рабочей поверхности. В
этом случае кривизна пластины (вследствие неравномерности нагрева) равна [2]
1
ρ
=
α∆t
h
,
где ρ – радиус кривизны пластины (рис.2); α – коэффициент линейного расширения
материала пластины; Δt – температурный градиент по толщине; h – толщина пластины.
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
245
Определим сдвиг полупроводниковой ветви s за счет изгиба пластины. Принимаем,
что температурный градиент по толщине идентичен для «горячей» и «холодной»
керамических пластин ТМ, а изменение высоты ветвей в результате их сжатия
незначительно.
Из рис. 2 следует, что r ≈ ρθ (r - расстояние от центра пластины). Принимая
гипотезу Кирхгоффа-Лява о прямолинейности нормалей к срединной поверхности
пластины в процессе деформаций [2] и считая углы поворота нормалей к срединной
поверхности пластины малыми, получим s=c∙tgθ, или s ≈ c∙θ (с - расстояние между
пластинами). Преобразуем данное выражение с учетом полученных ранее зависимостей:
s = cr
αΔt
.
h
(1)
Рассмотрим деформации полупроводниковых ветвей за счёт температурного
перемещения керамических пластин (рис 3).
Рис. 3. Схема деформации ветвей ТМ за счёт температурных деформаций керамических
пластин: Δ – сдвиг полупроводниковой ветви.
Величину сдвига ПВ Δ можно найти как тепловое расширение керамической
пластины. При этом усилие Q возникающее при сдвиге со стороны каждой
полупроводниковой
ветви
можно
не
учитывать,
считая
изгибную
жёсткость
полупроводникового элемента пренебрежимо малой. Центр керамической пластины
принимается неподвижным вследствие симметрии нагрева.
Перемещение заданной точки керамической пластины относительно её центра
равно
Δ = α∙ΔT∙ri,j ,
где =
ri , j
(2)
xi 2 + y j 2 , ri,j – расстояние от начала координат (центр пластины) до ветви с
номером i и j; xi и yj – координаты центров полупроводниковых ветвей относительно
центра пластины (начала координат); ΔТ – разность температур между «горячей» и
10.7463/1113.0631621
246
«холодной» пластинами. Координаты xi и yj определяют зависимости xi = (δ+b)·(i+½),
yj = (δ+b)·(j+½), где δ – расстояние между соседними полупроводниковыми ветвями,
вдоль осей x и y; b – размер поперечного сечения ветви.
Используя полученные выше зависимости, определим численные значения сдвига
полупроводниковых ветвей ТМ. При этом учитываем, что сдвиг ветви прямо
пропорционален расстоянию от центра пластины до центра ветви. Следовательно, для
двух видов деформации целесообразно сравнивать только значения сдвига в угловых
ветвях ТМ, так как именно в них возникает максимальная деформация.
В таблице 1 представлены необходимые для расчета характеристики серийно
выпускаемых ТМ: ΔTmax (К) – максимальная разность температур между сторонами
модуля, Qmax (Вт) – максимальная холодопроизводительность ТМ, Imax (А) – ток, при
котором достигается разность температур ΔTmax. Характеристики ТМ взяты с сайтов
производителей
(http://www.crystalltherm.com
http://www.osterm.ru/,
,
http://www.kryotherm.ru/ru/).
Таблица 1. Основные характеристики серийно выпускаемых ТМ
Конструктивные
параметры Производитель и модель ТМ
ТМ
ΔТmax,
Qmax,
Imax,
К
Вт
А
Количество ветвей: 14
ОАО «Криотерм» ТВ-7-1,4-1,5
69
3,3
6,1
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-007-14- 74
3,3
6,0
Высота ветви: 1,5 мм
15
3,3
5,5
ОАО «НПО Кристалл» S-007- 74,5
14-15
Количество ветвей: 34
ОАО «Криотерм» ТВ-17-1,4-1,5
70
8,0
6,1
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-017-14- 74
7,9
6,0
Высота ветви: 1,5 мм
15
7,9
5,5
ОАО «НПО Кристалл» S-017- 74,5
14-15
Количество ветвей: 62
ОАО «Криотерм» ТВ-31-1,4-1,5
70
14,6
6,1
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-031-14- 74
14,5
6,0
Высота ветви: 1,5 мм
15
14,5
5,5
ОАО «НПО Кристалл» S-031- 74,5
14-15
Количество ветвей: 142
ОАО «Криотерм» ТВ-71-1,4-1,5
70
33,4
6,1
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-071-14- 74
33,2
6,0
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
247
Высота ветви: 1,5 мм
15
ОАО «НПО Кристалл» S-071- 74,5
33,2
5,5
60
6,1
59,4
6,0
59,4
5,5
93,1
6,0
93,1
5,5
14-15
Количество ветвей: 254
ОАО «Криотерм» ТВ-127-1,4- 70
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
1,5
Высота ветви: 1,5 мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-127-14- 74
15
ОАО «НПО Кристалл» S-127- 74,5
14-15
Количество ветвей: 398
ОАО «Остерм Спб» РЕ-199-14- 74
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
15
Высота ветви: 1,5 мм
ОАО «НПО Кристалл» S-199- 74,5
14-15
Количество ветвей: 482
ОАО «Криотерм» ТВ-241-14-15
70
113,0
6,1
Сечение ветви: 1,4мм×1,4мм
ОАО «Остерм Спб» РЕ-241-14- 74
112,7
6,0
Высота ветви: 1,5 мм
15
112,7
5,5
ОАО «НПО Кристалл» S-241- 74,5
14-15
Результаты расчета двух видов деформации ветвей для размерного ряда значений n
характеристик ТМ, приведены в таблице 2.
Таблица 2.Значения деформаций угловых ветвей ТМ (конструктивные параметры
ветви: поперечное сечение 1,4мм×1,4 мм, высота 1,5 мм, ΔТ=60 К)
Расстояние до
Кол-во ветвей
угловой ветви,
Δ, мм
s, мм
∆
s
мм
14
5.0
1.22∙10-3
1.7∙10-4
7.17
34
8.5
2.04∙10-3
2.83∙10-4
7.2
62
11.9
2.85∙10-3
3.96∙10-4
7.19
142
18.7
4.48∙10-3
6.22∙10-4
7.2
254
25.9
6.11∙10-3
8.49∙10-4
7.19
398
32.3
7.74∙10-3
1.08∙10-3
7.17
482
35.6
8.55∙10-3
1.19∙10-3
7.18
10.7463/1113.0631621
248
Как следует из приведенных данных, деформация ветвей в ТМ является в первую
очередь результатом взаимного сдвига торцев полупроводниковых ветвей, возникающего
за счет температурного расширения и сжатия керамических пластин в процессе работы
изделия. Деформации, возникающие за счет изгиба пластин, незначительны.
2. Напряжения, возникающие в ветвях термоэлектрического модуля в
процессе его эксплуатации.
Полупроводниковую ветвь, использующуюся в ТМ, можно схематизировать в виде
короткой анизотропной балки. На рис.4. показана деформация ветви ТМ (Δ – взаимное
смещение торцев) и возникающие при этом силовые факторы: Ми – изгибающий момент;
Q – поперечная сила.
Значения момента и силы могут быть определены по формулам [3]
Mu =
6 EI x
12 EI
∆; Q = 3 x ∆,
2
l
l
где EIx – изгибная жесткость ветви (E – модуль упругости материала в направлении оси
ветви [5], Iх – момент инерции сечения); l – высота ветви.
Рис. 4. Силовые факторы, действующие на полупроводниковую ветвь: Ми – изгибающий
момент; Q – поперечная сила; Δ – взаимное смещение торцев
Считая моменты сопротивления изгибу относительно любой центральной оси
приблизительно равными[3], получим
σ max =
Q
3Eb∆
; τ ср ≈
,
2
A
l
(3)
где b – размер поперечного сечения ветви; А – площадь поперечного сечения ветви.
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
249
Если
по
зависимостям
(3)
оценить
напряжения,
возникающие
в
полупроводниковых ветвях, расположенных в углах термоэлектрического модуля, то
оказывается, что нормальные напряжения, возникающие в поперечных сечениях элемента,
превышают касательные более чем в три раза. Поэтому при оценке их прочности не имеет
смысла учитывать касательные напряжения.
Как следует из формул (2) и (3) для расчёта напряжений, величина напряжений в
ветвях зависит линейно от взаимного смещения торцев полупроводниковых ветвей. В то
же время, взаимное смещение торцев ветвей линейно связано с расстоянием ветви от
центра пластины. Поэтому, нормальные напряжения, возникающие в полупроводниковых
ветвях, линейно зависят от расстояния от центра пластины. Следовательно, угловые ветви
(наиболее удалённые от центра пластины) являются наименее надежной составляющей
конструкции ТМ, так как именно в них возникают максимальные напряжения.
3. Анализ влияния конструктивных характеристик ТМ на максимальные
напряжения, возникающие в процессе работы.
Ниже приведены результаты расчета напряжений в ветвях для различных
вариантов конструктивного исполнения ТМ. Изменяемыми параметрами являлись: число
ветвей (n) и их геометрические размеры (b и l). Вероятностная мера напряжений
определялась через технологический допуск на геометрические размеры ветвей. Разность
температур между горячей и холодной пластинами ΔТ составила 60 К. Каждый из
выбранных параметров исследовался при условии, что остальные параметры остаются
постоянными.
На рис. 5 представлен результат расчёта в виде трехмерного графика
распределения нормальных напряжений σmax, возникающих в полупроводниковых ветвях
термоэлектрического модуля с характеристиками: сечение ветви: 1,4 мм×1,4 мм, высота
ветви 1,5 мм, количество ветвей 254 и ΔТ=60 К.
10.7463/1113.0631621
250
а)
б)
Рис. 5. Трехмерный график распределения нормальных напряжений в ветвях ТМ: а) в виде
столбчатой диаграммы, б) в виде поверхности. Поперечное сечение ветви: 1.4 мм×1,4 мм,
высота ветви 1,5 мм, количество ветвей 254 и ΔТ=60 К
Вследствие линейной зависимости между напряжениями и расстоянием от центра
керамической пластины до оси ветви, трёхмерный график представляет собой коническую
поверхность
с
вершиной
в
центре
пластины.
При
заданных
конструктивных
характеристиках минимальные численные значения напряжений в ветвях центральной
области составляют σmax =0,67 МПа, в то время как в угловых ветвях ТМ оно возрастает
до значений σmax =10,02 МПа.
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
251
В таблицах 3, 4 и 5 представлены результаты исследования напряжений,
возникающих в угловых полупроводниковых ветвях ТМ при различных вариантах
конструктивного исполнения ТМ. Изменяемыми параметрами являлись: количество
ветвей и их геометрические характеристики – поперечное сечение и высота. Численные
значения указанных величин определялись в соответствии с данными приведенными в
таблице 1.
Таблица 3. Значения нормальных напряжений в угловых ветвях в зависимости от их
количества (b =1,4 мм×1,4 мм ; l=1,5 мм)
Кол-во ветвей (n)
14
Значение нормальных напряжений σmax, МПа
34
62
142
254
482
2,28 3,80 5,32 8,36 11,40 15,97
Отношение напряжения в угловых ветвях к
3
напряжению в центральных ветвях
5
7
11
15
21
Таблица 4. Значения нормальных напряжений в угловых ветвях в зависимости от их
сечения (n=254; l=1,5 мм)
Поперечное сечение ветви, b, мм×мм.
Значение нормальных напряжений σmax
МПа.
1×1(±0,02)
1,4×1,4(±0,02)
2×2(±0,02)
12.73
21.38
38.18
2,2
1,43
1,1
Отклонение величин напряжений от
номинального значения, определяемое
величиной технологического допуска, %
Таблица 5. Значения нормальных напряжений в угловых ветвях ТМ в зависимости
от их высоты (n=254; b =1,4 мм×1,4 мм)
Высота ветви ТМ , l мм.
Значения нормальных напряжений σmax , МПа.
Отклонение величин напряжений от номинального
1,1(±0,02) 1,5(±0,02) 2,5(±0,02)
39.76
21.38
7.7
3,5
2,5
1,5
значения, определяемое величиной технологического
допуска, %
10.7463/1113.0631621
252
Заключение
Анализ приведенных выше данных расчета напряжений, возникающих в
эксплуатации, позволяет сделать некоторые обобщения вариантов конструктивного
исполнения указанных изделий.
• Термоупругие напряжения, возникающие в ветвях при работе ТМ зависят
линейно от расстояния между осью ветви и центром керамической пластины
корпуса ТМ. Если минимальные значения напряжений характерны для
полупроводниковых
ветвей
центральной
области
ТМ,
то
ветви,
расположенные по периферии конструкции, подвергаются действию
значительно больших нагрузок. Чем выше холодопроизводительность ТМ (и
количество полупроводниковых ветвей), тем более высоким нагрузкам
подвергаются
ветви,
располагающиеся
в
периферийной
части
термоэлектрического модуля. Максимальные напряжения имеют место в
угловых ветвях ТМ. Так, для ТМ с количеством ветвей n=482 напряжения в
угловых ветвях более чем в 21 раз превышают значения напряжений в
ветвях его центральной области.
• Влияние
геометрических
размеров
полупроводниковых
ветвей
на
исследуемый параметр существенно, хотя общая картина распределения
напряжений и не меняется. С увеличением размера поперечного сечения
ветви напряжения растут, но уменьшаются с ростом высоты ветви.
Оптимальным с этих позиций является выбор ветвей со следующими
параметрами: поперечное сечение 1×1(±0,02) мм и высота 2,5(±0,02) мм. А
такие ветви наиболее не технологичны.
• Влияние
технологического
допуска
на
геометрические
размеры
не
оказывает заметного влияния на исследуемый параметр и может не
учитываться как его вероятностная мера.
Список литературы
1.
Осипков А.С. Обеспечение надежности термоэлектрических модулей приборов
методом акустической эмиссии на этапе их технологических испытаний: дис. … канд. тех.
наук. М., 2010. 150 с.
2.
Тимошенко С.П., Войновский-Кригер С. Пластинки и оболочки. М.: Наука, 1966.
636 с.
3.
Филин А.П. Прикладная механика твердого деформируемого тела. В 3 т. Т. 2. М.:
Наука, 1978. 616 с.
4.
Анатычук Л.И. Термоэлементы и термоэлектрические устройства. Киев: Наукова
думка, 1979. 766 с.
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
253
5.
Rowe D. M. CRC Handbook of Thermoelectrics. CRC Press, 1995. 697 p.
6.
Иоффе А.Ф. Термоэлектричество в полупроводниках // ЖТФ. 1953. T. 23, № 8.
С. 1452-1455.
7.
Иоффе А.Ф. Полупроводниковые термоэлементы. М.-Л.: Изд-во АН СССР, 1960.
188 с.
8.
Dresselhaus M.S., Dresselhaus G., Sun X., Zhang Z., Cronin S.B., Koga T. Low
Dimensional Thermoelectric Materials // Физика твердого тела. 1999. Т. 41, № 5. С. 755-758.
9.
Nolas G.S., Sharp J., Goldsmid H.J. Thermoelectrics. Basic Principles and New Materials
Developments. Berlin: Springer. 2001. 300 c. DOI: 10.1007/978-3-662-04569-5
10.
Гольцман Б.М., Кудинов В.А., Смирнов И.А. Полупроводниковые
термоэлектрические материалы на основе Bi2Te3. М.: Наука, 1972. 320 с.
11.
Snyder G. J. Design and optimization of compatible, segmented thermoelectric generators
// Proc. of the 22nd International Conference on Thermoelectrics. Hérault (France), 2003. P. 443446.
12.
Каганов М.А. Термоэлектрические тепловые насосы. Л.: Энергия, 1970. 176 с.
13.
Hasegawa Y., Oike T., Okumura H., Sato K., Nakamura K., Yamaguchi T., Iiyoshi A.,
Yamaguchi S., Asano K. Thermoelectric Property Measurement For a Peltier Current Lead //
Proc. of the 20th International Conference on Thermoelectrics. Beijing (China), 2001. P. 507510.
10.7463/1113.0631621
254
Features of thermal power loading of equipment’s thermoelectric
modules while in operation
# 11, November 2013
DOI: 10.7463/1113.0631621
Gorbatovskaya T.A.
Bauman Moscow State Technical University, 105005, Moscow, Russian Federation
nix63@mail.ru
Thermal power loading of a thermoelectric module (TM) in operation was investigated;
the weakest elements were revealed. Analysis of thermal deformations arising in the branches of
TM was carried out. Influence of various deformation types on the stress-strain state of the TM’s
branches was studied. A mathematical model for calculating stresses in the branches of TM was
developed. Calculation results obtained with the use of the proposed model were presented.
Influence of geometric characteristics of the TM’s branches and manufacturing tolerance on
stresses in the branches was also investigated. Recommendations were given on the design of
TM on the basis of the obtained results.
Publications with keywords: stress, semiconductor, temperature displacement, temperature
deformation, TM’s thermocouples, thermal shifting, design characteristics
Publications with words: stress, semiconductor, temperature displacement, temperature
deformation, TM’s thermocouples, thermal shifting, design characteristics
References
1. Osipkov A.S. Obespechenie nadezhnosti termoelektricheskikh moduley priborov
metodom akusticheskoy emissii na etape ikh tekhnologicheskikh ispytaniy. Kand. diss.
[Securing of reliability device’s thermoelectric modules by method of acoustic emission
in the experimental stage. Cand. diss.]. Moscow, 2010. 150 p.
2. Timoshenko S.P., Voynovskiy-Kriger S. Plastinki i obolochki [Theory of plates and
shells]. Moscow, Nauka, 1966. 636 p.
3. Filin A.P. Prikladnaya mekhanika tverdogo deformiruemogo tela. V 3 t. T. 2 [Applied
mechanics of solid deformable body. In 3 vols. Vol. 2]. Moscow, Nauka, 1978. 616 p.
4. Anatychuk L.I. Termoelementy i termoelektricheskie ustroystva [Thermoelements and
thermoelectric devices]. Kiev, Naukova dumka, 1979. 766 p.
http://technomag.bmstu.ru/doc/631621.html
255
5. Rowe D. M. CRC Handbook of Thermoelectrics. CRC Press, 1995. 697 p.
6. Ioffe A.F. Termoelektrichestvo v poluprovodnikakh [Thermoelectricity in
semiconductors]. Zhurnal tekhnicheskoy fiziki, 1953, vol. 23, no. 8, pp. 1452-1455.
7. Ioffe A.F. Poluprovodnikovye termoelementy [Semiconducting thermoelements].
Moscow – Leningrad, AS of USSR Publ., 1960. 188 p.
8. Dresselhaus M.S., Dresselhaus G., Sun X., Zhang Z., Cronin S.B., Koga T. Low
Dimensional Thermoelectric Materials. Fizika tverdogo tela, 1999, vol. 41, no. 5, pp.
755-758. (English Translation: Physics of the Solid State, 1999, vol. 41, iss. 5, pp. 679682. DOI: 10.1134/1.1130849 Published in English in the original Russian journal.
Reproduced here with stylistic changes by the Translation Editor).
9. Nolas G.S., Sharp J., Goldsmid H.J. Thermoelectrics. Basic Principles and New
Materials Developments. Berlin: Springer. 2001. 300 c. DOI: 10.1007/978-3-662-045695
10. Gol'tsman B.M., Kudinov V.A., Smirnov I.A. Poluprovodnikovye termoelektricheskie
materialy na osnove Bi2Te3 [Semiconducting thermoelectric materials based on Bi2Te3].
Moscow, Nauka, 1972. 320 p.
11. Snyder G. J. Design and optimization of compatible, segmented thermoelectric
generators. Proc. of the 22nd International Conference on Thermoelectrics, Hérault,
France, 2003, pp. 443-446.
12. Kaganov M.A. Termoelektricheskie teplovye nasosy [Thermoelectic heat pump].
Leningrad, Energiya, 1970. 176 p.
13. Hasegawa Y., Oike T., Okumura H., Sato K., Nakamura K., Yamaguchi T., Iiyoshi A.,
Yamaguchi S., Asano K. Thermoelectric Property Measurement For a Peltier Current
Lead. Proc. of the 20th International Conference on Thermoelectrics, Beijing, China,
2001, pp. 507-510.
10.7463/1113.0631621
256
Документ
Категория
Без категории
Просмотров
12
Размер файла
564 Кб
Теги
особенности, нагружения, термосилового, процесс, модулем, pdf, эксплуатации, термоэлектрические, приборов
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа