Kühlung elektronischer Systeme (Tutorial)

Abstract

Inhalt: Grundlagen und Auswahl von Lüftern und Ventilatoren / Lüftermotoren / Temperatur- und Strömungssimulation im Entwicklungsprozess

Full text

Tutorial 6
Kühlung elektronischer Systeme
SPS/IPC/DRIVES, Nürnberg 25.11.2004
1. Grundlagen und Auswahl von Lüftern und Ventilatoren
Dipl.-Ing. (FH) Ralf Haermeyer, PM°DM GmbH, Villingen-Schwenningen
2. Lüftermotoren
Dr.-Ing. András Lelkes, PM°DM GmbH, Villingen-Schwenningen
3. Temperatur- und Strömungssimulation im Entwicklungsprozess
Dr. Johannes Adam, Flomerics Ltd., Filderstadt

2
SPS/IPC/DRIVES, Nürnberg 2004
1.Grundlagen und Auswahl von
Lüftern/Ventilatoren
Dipl.-Ing. (FH) Ralf Haermeyer, PM°DM GmbH
Der vorliegende Vortrag ist der erste Teil des Tutorials
„Kühlung elektronische Systeme“
Inhalt sind grundlegende Aspekte bezüglich der
Lüfter/Ventilatorentechnik aus Sicht der Aerodynamik.

3
Übersicht
• Laufradformen
• Katalogangaben
• Kennlinienmessung
• Lüfterauswahl
• Computational Fluid Dynamics (CFD) Analyse
Es werden in kurzer Form die wichtigsten Laufradformen vorgestellt.
Des weiteren werden verschiedene technische Angaben besprochen
die in den Katalogen von Ventilatoren/Lüfterherstellern angegeben
sind.
Es wird auf die verwendete Messtechnik zur Ermittlung von
Ventilatoren/Lüfterkennlinien eingegangen.
Ein weiterer Punkt ist die Ventilatoren/Lüfterauswahl anhand von
Katalogangaben und der Bestimmung des Lüftertyps über das Cordier
- Diagramm.
Anhand einer CFD Analyse werden die Strömungsbedingungen an
einem Axiallüfter aufgezeigt.

4
Laufradformen
DiagonalAxial
• Axiale An - und Abströmung
Axiale Durchströmung
Radial
• Axiale An - und
Radiale Abströmung
• Axiale An - und Abströmung
Diagonale Durchströmung
Bei vergleichbaren Abmessungen und Drehzahlen gilt:
Hohe Volumenströme
kleine Drücke
kleine Volumenströme
hohe Drücke
Unterschieden werden die drei wichtigsten Laufradformen. Die
Namensgebung richtet sich nach der Richtung in der das Medium das
Laufrad an, b.z.w. abströmt.
Beim radialen Laufrad unterscheidet man weiterhin zwischen vorwärts
und rückwärts gekrümmten Laufräden. Dabei bezeichnet man die
vorwärts gekrümmten Laufräder auch als Trommelläufer. Diese
benötigen zum Druckaufbau im Gegensatz zu den rückwärts
gekrümmten Laufrädern ein Spiralgehäuse.
Wenn man unter der Voraussetzung der vergleichbaren
Lüfterbaugröße und Lüfterdrehzahl die Aerodynamischen
Eigenschaften beschreibt, so liefert der Axiallüfter vergleichsweise
hohe Volumenströme und kleine Drücke, der Radiallüfter hohe Drücke
und kleine Volumenströme. Das diagonale Laufrad liegt dazwischen.

5
Katalogangaben: Totaler und statischer Druck bzw.
Wirkungsgrad
0
200
400
600
800
1000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000
Volumenstrom [m³/h]
Druck [Pa]
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
Wirkungsgrad
• Unterschieden wird zwischen pstat (statische) oder pt (totale) Druckerhöhung
• Zur vollständigen Angabe gehören: Luft - bzw. Gasdichte, Drehzahl, Umgebungsdruck,
Ventilatortyp, aufgenommene Leistung und Prüfstandsanordnung
n =1200 min
-1
2
2
cpppp
statdynstatt
∗+=+=
ρ
p
stat
p
t
p
stat
p
t
p
dyn
In Katalogen werden die aerodynamischen Eigenschaften von Lüftern
in Kennlinien gegeben. In diesen Kennlinien ist die Druckerhöhung
über den Volumenstrom aufgetragen. Dabei dient die Druckerhöhung
dem überwinden von Anlagenwiderständen.
Die Druckerhöhung lässt sich aber auf zwei verschiedene Angaben
beziehen. Zum einen auf die totale Druckerhöhung und zum anderen
auf die statische Druckerhöhung.
Der Unterschied ist der dynamische Druck. Dieser Druck beschreibt
die Kinetik einer Strömung und ist abhängig von der Mediumsdichte
und Strömungsgeschwindigkeit. Wenn der Lüfter in die freie
Umgebung ausbläst, ist der dynamische Druck nicht mehr nutzbar, da
die Strömungsgeschwindigkeit aufgrund der unendlich großen
Austrittsfläche gegen null geht.
Es kommt also auf den Anwendungsfall an, ob der dynamische Druck
zu verwerten ist. Wird der Lüfter z.B. in einem Rohrleitungssystem
eingesetzt, ist der dynamische Druck nutzbar. In vielen anderen
Anwendungsfällen aber nicht. Dort ist dann nur die statische
Druckerhöhung wesentlich.
Aus diesem Grund ist es wichtig, die Katalogkennlinien richtig zu
deuten und insbesondere bei der Angabe des Wirkungsgrades darauf
zu achten, ob es sich um den Wirkungsgrad bezogen auf die
Totaldruck - Erhöhung oder statische Druckerhöhung handelt.

6
Total Druck, statischer Druck, dynamischer Druck
Die Abbildung zeigt die Messung der verschieden Drücke mit einem
Prandel - Rohr.
Am halbkugelförmigen Kopf des hakenförmigen Staurohren wird der
Totaldruck abgegriffen. Dort befindet sich der Staupunkt in dem die
Strömungsgeschwindigkeit gleich 0 ist. An den zur Strömungsrichtung
senkrechten Schlitzen wird der statische Druck gemessen.
Verbindet man die Öffnungen zur Messung des Totaldruckes und des
statischen Druckes, kann man direkt den dynamischen Druck
abgreifen.

7
Kennlinienmessung auf Prüfständen nach DIN 24163
Beispiel: Saugseitiger
Kammerprüfstand
Klappen voll gedrosselt
Klappen öffnen langsam
Klappen voll geöffnet,
Hilfsventilator startet
Hilfsventilator überwindet
Anlagenwiderstand bis pstat = 0
V
p
Strömungsrichtung
Kennlinien werden auf Luftleistungsprüfständen gemessen.
Dabei werden die Strömungscharakteristik und die elektrischen
Größen wie Spannung, Strom und Leistungsaufnahme ermittelt.
Luftleistungsprüfstände werden als Kammer oder Rohrprüfstand
ausgeführt.
Dabei wird mit Hilfe der sogenannten Messstrecken über das
Differenzdruckverfahren der Volumenstrom gemessen. Die
Druckerhöhung wird in der Messkammer ermittelt.
Zum vermessen einer gesamten Lüfterkennlinie ist neben den
beweglichen Stellklappen auch ein Hilfsventilator nötig, der die
Strömungswiderstände des Prüfstandes überwindet.

8
Lüfterarbeitspunkt
0
20
40
60
80
100
120
140
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240
Volume nstrom [m³/h]
Druck [Pa]
Gerätekennlinie
Anlagenkennlinie
Arbeitspunkt
Zusammenspiel zwischen Anlage und Lüfter
Lüfter und Anlage lassen sich durch Kennlinien beschreiben.
Die Lüfter - oder Gerätekennlinie wird auf Prüfständen ermittelt.
Die Anlagen - oder Widerstandskennlinie kann errechnet oder auch
gemessen werden. Diese hat immer die Form einer Parabel, da der
Druckverlust einer Anlage immer quadratisch mit der
Strömungsgeschwindigkeit ansteigt. Als Anlage bezeichnet man in
diesem Zusammenhang alles in dem der Lüfter zum Einsatz kommt.
Dies können Rohrleitungen aber auch PC Gehäuse sein.
Der Schnittpunkt der beiden Kennlinien ist der Arbeitspunkt in dem der
Lüfter läuft.
Will man den Arbeitspunkt verlagern, muss man entweder die
Charakteristik der Anlagenkennlinie oder der Gerätekennlinie
verändern.

9
1. Abschätzung des benötigten Volumenstromes
z.B. bei der Kühlung elektrischer Bauteile
[ ]
[ ] [ ]






=
°=∆








=
=






=
∆
=
h
mm
V
CKänderungTemperaturt
Kkg
kJ
itätWärmekapazspezcp
kWcklungWärmeentwiQ
s
kg
mMassenstrobenötigterm
tcp
Q
m
3
3600*
,
.
*
ρ




Lüfterauswahl nach Katalogkennlinien
V
p
Basisinformationen
Allgemeiner Hinweis:
Häufig gibt es den „passenden“ Lüfter nicht.
Oft ist bei richtiger Luftleistung die Baugröße
des Lüfters ein Problem.
In diesen Fällen kann eventuell eine
Drehzahlanpassung erfolgen.
3. Zum Arbeitspunkt passende
Gerätekennlinie suchen
• Herstellerangaben (Katalog)
2. Mit Kenntnis des Volumenstromes den
Druckverlust bzw. die
Anlagenkennlinie abschätzen
• Durch Berechnung der Druckverluste
über Gleichungen aus der
Strömungslehre
• CFD Analyse
• Experiment
• Erfahrungswerte
Für die richtige Auswahl eines Lüfters sind einige Basisinformationen
erforderlich. Neben den Luftleistungsdaten müssen natürlich auch
Baugröße und Einsatzbedingungen betrachtet werden.
Um einen Lüfter mit den richtigen Luftleistungsdaten zu wählen, sollte
zunächst der Luftbedarf abgeschätzt werden. Dabei kommt es
wesentlich darauf an, aus bekannten Systemgrößen diesen möglichst
genau zu bestimmen.
Soll der Lüfter zum Kühlen eines elektronischen Systems verwendet
werden, so kann man mit den angegebenen Gleichungen den
Kühlluftbedarf grob bestimmen. Dabei kann für Q die elektronische
Verlustleistung gesetzt werden, die in Wärme umgewandelt wird. Die
spezifische Wärmekapazität für Luft kann grob (da
Temperaturabhängig) mit 1 KJ/kg K angegeben werden.
Mit Kenntnis des Volumenstromes muss man nun den dazugehörigen
Druckverlust ermitteln. Dies kann bei recht einfachen Systemen wie
z.B. Rohrleitungen mit Gleichungen aus der Strömungslehre
geschehen. Bei komplexen Systemen wie z.B. PC Gehäusen muss
der Druckverlust dann experimentell oder durch Strömungssimulation
(CFD) ermittelt werden. Häufig sind auch Erfahrungswerte hilfreich.
Mit Volumenstrom und Druckverlust ist dann der Arbeitspunkt des
Lüfters bestimmt. Mit diesen Informationen lässt sich dann über die
Lüfterkennlinien in den Herstellerkatalogen das passende Gerät
bestimmen.

10
Lüfterauswahl über Cordier - Diagramm
( )
πσ
∗∗∗= 2
*2 4/3
Y
V
n

Laufzahl
2
*
2
*
42
π
δ
V
Y
D
∗
=
Durchmesserzahl
Cordier - Diagramm
Bsp.: Gesucht wird ein Ventilator mit
folgenden Betriebsdaten:
Volumenstrom: V = 4m³/s
spez. Stutzenarbeit Y = 1000J/kg
Drehzahl n = 2900 min
-1
a) Welche Laufradbauform ist vorzusehen?
b) Wie groß ist der Laufraddurchmesser?
( )
( )
15,1
2
1000*2
4
*33,48
2
*2
4/3
4/3
=
∗∗=
∗∗∗=
σ
πσ
πσ
Y
V
n

6,1
=
δ
a) Axialrad
( )
( )
mDa
Da
Y
V
D
V
Y
D
a
539,0
2
*
1000*2
4
*6,1
2
*
*2
*
2
*
2
*
4/1
4/1
42
=
=
=
∗
=
π
π
δ
π
δ


b)
m
t
p
Y
ρ
∆
=
Spez. Stutzenarbeit
Bereiche:
Laufzahl Radform
0,06-0,8 Radial
0,25-1 Diagonal
0,6-3 Axial
Eine weitere Möglichkeit zur Bestimmung des richtigen Lüfters bietet
das „Cordier - Diagramm“. Das Cordier - Diagramm ist ein
doppellogarithmisches Diagramm in der die Laufzahl und
Durchmesserzahl mit jeweils besten Wirkungsgrad eingetragen sind.
Das Cordier - Diagramm lässt sich für zweierlei verwenden:
a) Bei der Projektierung lässt sich bei gegebenem Volumenstrom,
gegebener Stutzenarbeit (Druckerhöhung), und angenommener bzw.
auch gegebener Drehzahl der zugehörige Radaußendurchmesser
abschätzen. Ist der Durchmesser vorgegeben, lässt sich zu einem
Wertepaar von Volumenstrom und Stutzenarbeit die optimale Drehzahl
ermitteln.
b) Sind alle 4 Größen Volumenstrom, Stutzenarbeit, Drehzahl und
Durchmesser gegeben bzw. gemessen, lässt sich nach Berechnung
der Laufzahl und der Durchmesserzahl durch Eintragen des
Wertepaares ins Cordier - Diagramm nachprüfen, ob der Lüfter
optimal ausgelegt bzw. eingesetzt wurde.
Außerdem lässt sich die Laufradform bestimmen. Dies ist wichtig um
in Katalogen bei den entsprechenden Typen seine Auswahl zu treffen.

11
Wirbelbildung am Beispiel eines Axialventilators
CFD Analyse bei verschiedenen Umlenkungswinkeln (
1-2
) bei sonst gleichen Bedingungen wie
Laufraddurchmesser und Drehzahl
Ausgelegt auf:
200m³/h
40Pa
Laufzahl 7
Ausgelegt auf:
120m³/h
40Pa
Laufzahl 2,6
Am Beispiel eines Axiallüfters wird eine Fehlerhafte Auslegung
erläutert. Dabei sind die Laufzahlen und ihre Lage im Cordier -
Diagram zu beachten.

12
Laufzahl 2,6:
CFD Analyse an einem Axiallüfter:
Geschwindigkeitsvektoren der Relativgeschwindigkeit im Abstand
2mm zur Laufradnabe. Die Vektoren liegen an der Schaufel an und
folgen dem Strömungskanal.

13
Laufzahl 2,6:
Vergrößerung des vorherigen Bildes.

14
Laufzahl 2,6:
Stromlinien am Axiallüfter:
Diese liegen gut an. Keine großen Verwirbelungen zu erkennen.

15
Simulation vs Measurement
0
20
40
60
80
100
120
140
160
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220 240 260
Flow [m³/h]
stat. Pressure [Pa]
measurment CFD simulation
Laufzahl 2,6:
Vergleich der CFD simulierten Kennlinie mit der real gemessenen.
Noch dargestellt ist der Betriebspunkt der ursprünglichen Auslegung.

16
Laufzahl 7:
CFD Analyse an einem Axiallüfter:
Geschwindigkeitsvektoren der Relativgeschwindigkeit im Abstand
2mm zur Laufradnabe. Die Vektoren liegen nicht an und folgen dem
Strömungskanal nicht. Es kommt zur Wirbelbildung.

17
Laufzahl 7:
Vergrößerung des vorherigen Bildes.

18
Laufzahl 7:
Stromlinien am Axiallüfter:
Starke Verwirbelung zu erkennen. Die Stromlinien folgen nicht der
Schaufelkontur. Der Schaufelkanal „verstopft“.

19
Simulation vs. Messung
0
20
40
60
80
100
0 20 40 60 80 100 120 140 160 180 200 220
Volumenstrom [m ³/h]
s t a t . D r u c k [ P a ]
Messung Simulation
Laufzahl 7:
Vergleich der CFD simulierten Kennlinie mit der real gemessenen.
Noch dargestellt ist der Betriebspunkt der ursprünglichen Auslegung.

20
Katalogangaben: Schallleistungspegel und Schalldruckpegel
Schallleistung, Schallleistungspegel Lw:
Die Schallleistung ist eine nicht direkt Messbare Größe.
Sie wird aus dem gesamten Schalldruck und der
Meßoberfläche berechnet und in Watt angegeben.
Die Schallleistung ist Entfernungs, Richtungs - und
Raumunabhängig.
Schalldruck, Schalldruckpegel Lp:
Unter Schalldruck versteht man das abwechselnde
Verdichten und entspannen der Luft, das durch eine
Geräuschquelle bewirkt wird. Diese Druckschwankungen
werden in bar gemessen.
Der Schalldruck ist Entfernungs, Richtungs - und
Raumabhängig.
Angabe als Schallpegel (Druck oder Leistungspegel mit der Einheit Dezibel (dB)
Hörbarer Bereich: 6 Zehnerpotenzen, daher logarithmische, auf die Hörschwelle bezogene Darstellung in Dezibel (dB)
[ ]
[ ]
dB
barinendruckHörschwell
barinkSchalldrucgemessener
dB
p
p
L
LkpegelSchalldruc
p
p








∗=








∗=
µ
µ
lg20
lg20
:
0
[ ]
[ ]
[ ]
( )
heBezugsfläcmS
mMessflächeS
dB
S
S
L
PakpegelSchalldrucL
LLL
LtungspegelSchallleis
S
P
SPW
W
2
0
2
0
1
lg*10
=
=
=
=
+=
Eine weitere Katalogangabe bezieht sich auf die Geräuschentwicklung
eines Lüfters.
Diese wird von verschieden Herstellern verschieden bezogen. Man
findet die Angabe als Schalldruckpegel oder Schallleistungspegel.
Beide Pegel werden in Dezibel (dB) angeben und nach Kurve A
bewertet. D.h. das nur Frequenzen berücksichtigt werden, die für das
menschliche Ohr auch wahrnehmbar sind.
Der Schalldruckpegel ist direkt messbar. Der Schallleistungspegel ist
eine theoretische Größe, die nicht messbar ist. Den Unterschied
zwischen Schalldruck und Schallleistung kann man sich vielleicht am
Beispiel eines Trompeters klarmachen. Was wir hören, „was vorne
herauskommt“, sind Schalldruckwellen, die über unser Trommelfell bei
uns den Vorgang des Hörens auslösen. Was wir nicht hören: der
Trompeter muss, um die Töne zu erzeugen, blasen also arbeiten und
damit eine Leistung erzeugen. Diese Leistung ist erforderlich, um
(vermindert um den Wirkungsgrad der Trompete) die
Schalldruckwellen zu erzeugen: man nennt sie die Schallleistung.
Der Schallleistungspegel lässt sich nährungsweise aus dem
Schalldruckpegel und dem Messflächenmaß Ls berechnen. Zum
bestimmen des Messflächenmaßes Ls wird eine gedachte
Messfläche herangezogen. Diese gedachte Fläche umhüllt die zu
bewertende Maschine. Häufig bilden Quader oder Halbkugeln diese
Flächen.

21
1m
Schallquelle
Mikrofon
Radius 1m
Beispiel:
gemessener Schalldruckpegel im Abstand
zur Schallquelle: Lp = 50 dB
dBL
dBdBL
dB
S
S
L
m
r
SA
W
W
S
58
98,750
98,7lg*10
28,6
2
**4
0
2
2
≈
+=
==
===
π
Messaufbau Schallleistung
[ ]
[ ]
[ ]
[ ]
( )
heBezugsfläcmS
mMessflächeS
dB
S
S
L
dBmaßMeßflächenL
dBkpegelSchalldrucL
LLL
LtungspegelSchallleis
S
S
P
SPW
W
2
0
2
0
1
lg*10
=
=
=
=
=
+=
Messaufbau Schalldruck
Beispiel: Zusammenhang zwischen Schalldruckpegel und
Schallleistungspegel.
Wie schon erwähnt wird der Schallleistungspegel aus dem
Schalldruckpegel und dem Messflächenmaß Ls berechnet.
Im Beispiel wird ein Schalldruckpegel von 50dB gemessen. Die
Messung erfolgte im Abstand von einem Meter.
Ermittelt man nun den Schallleistungspegel mit einer
halbkugelförmigen Messfläche deren Radius 1m beträgt, ergibt sich
ein um 8dB größerer Wert für den Schallleistungspegel.
Das bedeutet, dass trotz sehr ähnlichen Messaufbau
Schallleistungspegel und Schalldruckpegel nicht miteinander
verglichen werden dürfen.

22
sound power Mark2
250 500 1k 2k 4k 8k
0
10
20
30
40
[Hz]
[dB(A)/1.00u Pa] sound power Mark2
250 500 1k 2k 4k 8k
0
10
20
30
40
[Hz]
[dB(A)/1.00u Pa]
Total
Sum = 52.9 dB(A)/1.00u Pa
Oktavspektrum
Formelzeichen Bezeichnung
L
w1
Ventilator - Schallleistungspegel
L
w2
Gehäuse - Schallleistungspegel
L
w3
Ansaug - Kanal - Schallleistungspegel
L
w4
Ausblas - Kanal - Schallleistungspegel
L
w5
Freiausblas - Schallleistungspegel
L
w6
Freiansaug - Schallleistungspegel
L
w7
Gehäuse - und Freiansaug - Schallleistungspegel
L
w8
Gehäuse - und Freiausblas - Schallleistungspegel
• Schallangaben verschiedener
Hersteller und Produkte können
objektiv nur mit der Schallleistung
verglichen und bewertet werden
• Beim Vergleich von
Schalldruckpegeln muss der gleiche
Messaufbau zugrunde liegen
Es ist wichtig, dass beim Vergleich von Schallpegeln verschiedener
Hersteller geklärt wird, ob es sich um die Angabe von
Schallleistungspegel oder Schalldruckpegel handelt.
Schalldruckpegel lassen sich nur vergleichen, wenn der exakt gleiche
Messaufbau zugrunde lag.
Aus diesem Grund lassen sich objektiv nur Schallleistungspegel
verschiedener Hersteller vergleichen.
Die Angabe eines vollständigen Oktavspektrums ist eher selten.
Eine weitere wichtige Angabe ist die genaue Bezeichnung der
ermittelten Schallleistung. So unterscheidet man im Lüfterbau
verschiedene Schallleistungspegel, die sich rein formell in der
Bezeichnung des Indexes unterscheiden. Tatsächlich sind aber,
bezogen auf die absoluten Pegelwerte, sehr große Unterschiede zu
erwarten. So wird unter normalen Umständen der Pegel eines
ausblasend gemessenen Lüfters immer lauter sein, als der eines
ansaugenden. Auch dieses gilt es bei einem Vergleich zu beachten.

23
Katalogangaben:
Lagerlebensdauer
L
10
und L
h10
nach DIN ISO 281
[ ]
[ ]
[ ]
[ ]
onentrLebensdauep
kNBelastungeäq uivalentdynamischP
kNTragzahldynamischeC
nUmdrehungerLebensdaueLL
nUmdrehung e
P
C
LL
p
exp
10
10
6
10
6
10
=
=
=
==






==
[ ]
[ ]
kNtungAxialbelasF
kNstungRadialbelaF
rAxialfaktoY
orRadialfaktX
FYFXP
a
r
ar
=
=
=
=
∗
+
∗
=
[ ]
[ ]
[ ]
[ ]
1
6
10
6
10
min
10
,
60
10
−
=
=
=
∗
∗
==
Drehzahln
nUmdrehungerLebensdaueL
hrLebensdaueLL
h
n
L
LL
hh
hh
Für Dynamisch beanspruchte Lager gilt:
Lagerlebensdauer L
10
:
L10 ist die nominelle
Lebensdauer in Millionen
Umdrehungen, die mindestens
90% einer größeren Anzahl
gleicher Lager erreichen oder
überschreiten
Lagerlebensdauer L
h10
:
Wenn die Drehzahl des Lagers
konstant ist, kann man die
Lebensdauer in Stunden
ausdrücken
rRollenlagefürp
Kugellagerfürp
3
10
3
=
=
Die Lebensdauer eines Lüfters ist im wesentlichen von der
Lebensdauer der Lagerung abhängig. Zum Einsatz kommen
Kugellager deren Lebensdauer nach DIN ISO 281 berechnet wird.
Dabei wird die Belastung der Lager mit Lagerfaktoren in
Zusammenhang gebracht und die Lebensdauer berechnet.
Angegeben wird die Lebensdauer mit dem Wert L
10
oder L
10h
. Dabei
beschreibt der Wert L
10
die Lebensdauer in Millionen Umdrehungen
die mindestens 90% gleicher Lager erreichen.
Die Angabe L
10h
beschreibt das Gleiche, nur das die Einheit in
Stunden angegeben wird.
Häufig werden auch Diagramme angegeben, die die Lebensdauer in
Bezug zur Temperatur setzen. Grundsätzlich nimmt die
Lagerlebensdauer, aufgrund der schlechteren
Schmierfilmeigenschaften mit zunehmender Temperatur, ab.

24
Beispiels: Katalogseite
Beispiel eines Katalogblattes
Angegeben sind die Luftleistungskennlinien. In diesem Fall bezogen
auf die statische Druckerhöhung.
Des Weiteren sind für einige Punkte der Kennlinie die
Leistungsaufnahme sowie die Drehzahl und der Schallpegel
angegeben. In diesem Fall der Schallleistungspegel, was allerdings
nur aus den technischen Vereinbarungen des Kataloges zu
entnehmen ist.
Auch die geometrischen Abmaße wie Bauhöhe und Durchmesser sind
angegeben.

25
Zusammenfassung
• Die wichtigsten Laufradformen wurden vorgestellt
• Es wurde auf die Problematik verschiedener
Angaben in Herstellerkatalogen hingewiesen
• Es wurden Verfahren zur Auswahl eines Lüfters
aufgezeigt

26
http://www.tlt.de/deutsch/public-relation/pdf/03.pdf
Kostenlose Ventilatorfibel der Firma TLT unter:
Literaturverzeichnis
Bohl, W.: „Technische Strömungslehre“
Vogel Verlag (Kamprath-Reihe) (2002)
Bohl, W.: „Strömungsmaschinen 1“
Vogel Verlag (Kamprath-Reihe) (2002)
Bohl, W.: „Strömungsmaschinen 2“
Vogel Verlag (Kamprath-Reihe) (2002)

27
2. Lüftermotoren
Dr. András Lelkes, PM°DM Precision Motors Deutsche Minebea GmbH
2.1 Außenläufermotoren für Lüfteranwendungen
Für Ventilatoren werden oft Außenläufermotoren verwendet. Die Außenläuferaus-
führung eines Motors, bei der sich der Läufer um den innenliegenden Stator dreht,
bietet für bestimmte Anwendungen, vor allem für Ventilatoren, besondere Vorteile.
Der Außenläufermotor ist aufgrund seiner im Statorinnenraum liegenden Lagerung
und wegen der kurzen Wickelköpfe besonders kompakt. Durch die kurzen Wickel-
köpfe werden außerdem die Kupferverluste des Motors reduziert. Bild 2.1 zeigt einen
einphasigen Asynchronmotor in Außenläuferausführung, in ein vorwärtsgekrümmtes
Radialrad integriert [9].
Bild 2.1 Schnitt eines Radialventilators mit einem Außenläufer-Asynchronmotor
Durch die feste Verbindung aller sich drehenden Teile eines solchen Ventilators ist
eine genaue Auswuchtung möglich und damit eine geringe Belastung der Lagerung
gewährleistet. Eine hohe Lebensdauer wird außerdem durch die niedrigen
Wicklungs- und Lagertemperaturen ermöglicht, da der Motor im Strom der geför-
derten Luft sitzt. Bei Radiallüftern kann man also den Motor in das Lüfterrad
einbauen. Bei Axiallüftern können die Flügel direkt auf dem Rotor befestigt werden.
In beiden Fällen wird eine platzsparende Ventilator-Motor-Einheit erzeugt. Bild 2.2
zeigt am Beispiel eines Axiallüfters, welche Platzersparnis ein Außenläufermotor
ermöglicht [11].
Stator Rotor
Kugellager
Lüfterrad

28
Wegen dieser Vorteile der Außenläufermotoren werden sie in sehr großen Stück-
zahlen bei Kompaktventilatoren verwendet. Bild 2.3 zeigt einen solchen Kompakt-
ventilator mit einem bürstenlosen Motor.
Bild 2.3 Kompaktlüfter mit bürstenlosem Gleichstrommotor
Diese bürstenlosen Gleichstrommotoren werden bei Lüftern besonders wegen des
guten Wirkungsgrades, der langen Lebensdauer und der einfachen Drehzahlsteuer-
barkeit bevorzugt eingesetzt.
Der Motor beeinflusst viele wichtige Parameter des Lüfters: Drehzahl, Luftleistung,
Energieaufnahme, Schwingungen, Geräusch, EMV, Lebensdauer, Preis. Der nächste
Punkt fasst deshalb kurz die Eigenschaften der üblichen Lüftermotoren zusammen.
Bild 2.2 Axiallüfter mit Innenläufermotor (a)
und mit platzsparendem Außenläufermotor (b)
b.a.
Stator-
wicklun
g
Kommutierungs
-elektronik
Permanent-
magnet

29
2.2 Eigenschaften der verschiedenen Motortypen
2.2.1 Kommutatormotoren
Permanenterregte Gleichstrommotoren sind Kommutatormotoren, die von Gleich-
stromquellen gespeist mit hohem Wirkungsgrad arbeiten. Auch Universalmotoren
sind Kommutatormaschinen, die sich jedoch sowohl am Wechsel- als auch am
Gleichspannungsnetz betreiben lassen. Die Drehzahl von solchen Motoren ist nur
durch mechanische Faktoren (Bürstenstandzeit, mechanische Festigkeit des Läufers
und der Lager) begrenzt. Deshalb können sie auch bei höheren Drehzahlen ein-
gesetzt werden als die Wechselstrommotoren, die bei Netzbetrieb nicht über der
zweipoligen Synchrondrehzahl (3000 min-1 bei 50 Hz) arbeiten können. Die Bürsten-
standzeit von modernen Graphitbürsten hat sich zwar verlängert, trotzdem ist sie
wesentlich kürzer als die Lebensdauer eines wartungsfreien Asynchronmotors oder
eines bürstenlosen Gleichstrommotors. Deshalb kommen die Kommutatormotoren in
der Kälte- und Klimatechnik sowie für die Kühlung von elektronischen Systemen nicht
zum Einsatz.
2.2.2 Spaltpolmotoren
Spaltpolmotoren sind die kostengünstigsten Wechselstrom-Asynchronmotoren. Diese
Motoren weisen ein niedriges Anlaufmoment auf. Da Ventilatoren meistens kein
hohes Anlaufmoment benötigen, werden diese Motoren in großen Stückzahlen für
Lüfteranwendungen, z.B. in der Klima- und Kältetechnik, eingesetzt. Bild 2.4 zeigt
einen als Industriestandard geltenden 4-poligen Spaltpolmotor [15]. Diese Motoren
haben einen schlechten Wirkungsgrad und einen niedrigen Leistungsfaktor (z.B.
η = 16%, cos ϕ = 0,69 bei Pmech = 5 W). Der bei diesem Beispiel zu Grunde genom-
mene Motor gibt bei 31 W Aufnahmeleistung lediglich 5 W mechanische Leistung
ab. Die Differenz (26 W) wird in Wärme umgewandelt. Arbeitet der Motor nicht im
nominalen Arbeitspunkt, verschlechtern sich die Betriebsdaten noch weiter. Neben
der ökologisch fast nicht vertretbaren Energieverschwendung und den hohen Ener-
giekosten ist es oft zusätzlich von Nachteil, dass der Motor seine Umgebung er-
wärmt. Die hohe Motortemperatur begrenzt außerdem stark die Lebenserwartung
des Motors.
Bild 2.4 4-poliger Spaltpolmotor für das 230 V Netz

30
2.2.3 Kondensatormotoren
Die zweisträngigen Kondensatormotoren benötigen in der üblichen Ausführung einen
externen Betriebskondensator (Bild 2.5). Sie arbeiten mit gutem Leistungsfaktor (im
nominalem Arbeitspunkt cos ϕ ≈ 1) und mit einem besseren Wirkungsgrad als die
Spaltpolmotoren. Bei kleiner Nennleistung weisen allerdings die Wechselstrom-
Asynchronmotoren eine niedrige Hauptinduktivität auf. Dadurch ist der Anteil des
Magnetisierungsstromes im Motor relativ hoch. Dieser Magnetisierungsstrom
verursacht einen großen Verlust in der verhältnismäßig hochohmigen Motorwicklung.
So erreicht ein 4-poliger Kondensatormotor für 13 W Abgabeleistung einen Wir-
kungsgrad von nur 40% [15]. Dabei nimmt er 33 W vom Netz auf. Das bedeutet, dass
der Motor 20 W in Wärme umwandelt.
AW
CHW
L1
N
~
1
M
Bild 2.5 Blockschaltbild eines Kondensatormotors
(AW: Arbeitswicklung, HW: Hilfswicklung, C: Betriebskondensator)
2.2.4 Bürstenlose Gleichstrommotoren
Die bürstenlosen Gleichstrommotoren sind permanenterregte Maschinen, die elektro-
nisch kommutiert werden. Es werden mehrere Bezeichnungen für diese Motoren ver-
wendet: bürstenloser Gleichstrommotor, brushless DC motor, BLDC motor, elektro-
nisch kommutierter Motor, electronically commutated motor, EC-Motor.
Die Kommutierungselektronik ist bei Lüfteranwendungen meistens im Motor
integriert, wobei bei höheren Motorleistungen auch externe Elektronikeinheiten ver-
wendet werden.
Die bürstenlosen Motoren haben nicht nur einen exzellenten Wirkungsgrad, sondern
weisen auch weitere Vorteile auf: Die nominale Drehzahl kann in einem weiten
Bereich – auch oberhalb der zweipoligen netzsynchronen Drehzahl – gewählt
werden. Dadurch kann der Arbeitspunkt des Lüfters (Luftvolumen / Druckerhöhung)
auf Kundenwünsche flexibel angepasst werden. Dagegen ist bei einem Asynchron-

31
motor die nominale Drehzahl über die Polpaarzahl und die Netzfrequenz im wesent-
lichen schon bestimmt.
Auch eine elektronische Drehzahlstellung ist meistens als Grundfunktion im bürsten-
losen Lüfter integriert. Bei einem Asynchronmotor dagegen ist ein zusätzliches
Vorschaltgerät (z.B. eine Phasenanschnittsteuerung) für die Drehzahlsteuerung not-
wendig. Die veränderbare Drehzahl ist jedoch immer öfter gefragt, hauptsächlich um
den Energieverbrauch und das Strömungsgeräusch bei Lüftern bedarfsgerecht zu
senken.
Die Kommutierungselektronik liefert auch die Drehzahlinformation. Mit der Aus-
wertung dieses Rückmeldesignals in der übergeordneten Steuerung lässt sich die
Zuverlässigkeit des Systems einfach erhöhen.
Der bürstenlose Gleichstrommotor weist eine ähnliche Motorkennlinie auf, wie ein
permanenterregter Kommutatormotor. Er hat jedoch eine wesentlich höhere Lebens-
dauer, da der mechanische Kommutator entfällt. Die hohe Lebensdauer ist bei Lüfter-
anwendungen besonders wichtig, weil hier oftmals sehr hohe Betriebszeiten erreicht
werden müssen. Der bürstenlose Motor kann auch die Lebensdauer eines
Asynchronmotors wesentlich überschreiten. Der Grund dafür ist der bessere Wir-
kungsgrad, wodurch die Motortemperatur niedriger ausfällt. Deshalb, besonders
wegen der niedrigeren Temperatur im Kugellager, verlängert sich die Lebenserwar-
tung des Motors.
2.3 Drehzahlsteuerung eines Wechselstrom-Asynchronmotors
Die Wechselstrom-Asynchronmotoren werden meist mit einer festen Drehzahl be-
trieben, eine Drehzahlsteuerung ist aber immer öfter gefragt. Bei Lüfteranwendungen
kann dadurch die Drehzahl bedarfsgerecht gesteuert werden, um die Aufnahme-
leistung und das Strömungsgeräusch zu reduzieren.
Ein unbelasteter Asynchronmotor dreht sich mit einer Leerlaufzahl, die in der Nähe
der Synchrondrehzahl liegt. Diese Synchrondrehzahl nS [min-1] ist nur von der
Frequenz f [Hz] der speisenden Spannung und von der Polpaarzahl p des Motors
gemäß nS = 60 f / p bestimmt. Belastet man den Motor, sinkt die Drehzahl. Die
Differenz zwischen Synchrondrehzahl und Betriebsdrehzahl ist der Schlupf.
Eine Polumschaltung, also die Veränderung der Polpaarzahl, kommt bei Asyn-
chronmotoren kleiner Leistung aus Kostengründen meistens nicht in Frage. Damit
bleibt die Änderung der Frequenz (z.B. durch einen Frequenzumrichter) die einzige
Möglichkeit, die Leerlaufzahl zu beeinflussen. Frequenzumrichter ändern gleichzeitig
die Amplitude und die Frequenz der Motorspannung - und somit die Synchron-
drehzahl. Der Motor arbeitet so mit niedrigem Schlupf und gutem Wirkungsgrad. Es
werden Frequenzumrichter für immer kleinere Leistungen in großen Stückzahlen
angeboten. Trotz des Preisverfalls bleiben aber gerade in der Lüftungstechnik Berei-
che, bei denen die Frequenzumrichter aus Kostengründen weiterhin nicht zum
Einsatz kommen. Außerdem sind viele Lüftermotoren nicht für einen Frequenz-

32
umrichterbetrieb geeignet, falls die Isolation nicht für die schnellen Schaltflanken des
Umrichters ausgelegt ist.
Die kostengünstigen Drehzahlstellmethoden verändern nicht die Synchrondrehzahl,
sondern nur den Schlupf. Diese so genannten Schlupfsteuerungen beeinflussen über
den Stellparameter Motorspannung den magnetischen Fluss, dadurch ändert sich die
Drehmoment-Drehzahl-Kennlinie des Motors. Die Betriebsdrehzahl wird von der
aktuellen Motorkennlinie und von der Lastkennlinie gemeinsam bestimmt. Bild 2.6
zeigt die Drehmoment-Drehzahl-Kennlinienschar eines schlupfgesteuerten Konden-
satormotors mit einer für Lüfter- und Pumpenanwendungen typischen, quadratischen
Lastkennlinie.
]
Bild 2.6 Kennlinienschar eines Kondensatormotors mit Schlupfsteuerung
und eine für Lüfteranwendungen typische, quadratische Lastkennlinie
Diese quadratische Lastkennlinie erlaubt auch einen Betrieb mit einem für antriebs-
technische Anwendungen unüblichen großen Schlupf. Die Arbeitspunkte sind in
regelungstechnischem Sinn stabil. Eine Änderung der Lastkennlinie oder der Motor-
kennlinie (z.B. durch Schwankung der Netzspannung oder durch Änderung der Mo-
tortemperatur) hat jedoch einen verhältnismäßig großen Einfluss auf die Drehzahl.
Die abgeschwächten Motorkennlinien für die niedrigeren Betriebsdrehzahlen weisen
ein reduziertes Anlaufmoment auf. Kann dieses Anlaufmoment nicht unter jeder
zulässigen Betriebsbedingung einen sicheren Start garantieren, muss der Drehzahl-
stellbereich nach unten begrenzt werden. Ein generelles Problem aller Schlupfsteue-
rungen ist, dass sich der Motorwirkungsgrad mit wachsendem Schlupf stark ver-
schlechtert. Die Schlupfsteuerungen eignen sich besonders für Lüfter- und Pumpen-
anwendungen, weil die benötigte mechanische Leistung bei sinkender Drehzahl
überproportional abnimmt (Pmech ~ n3 ) und so die Auswirkung des sich verschlech-
Lastkennlinie
Motorkennlinie
Drehzahl
Drehmomen
t

33
ternden Wirkungsgrads in akzeptablen Grenzen bleibt. Die Motoren müssen trotzdem
in ihrem gesamten Drehzahlbereich thermisch überprüft werden, besonders weil mit
sinkender Drehzahl auch die Kühlung geschwächt wird.
2.3.1 Vorschaltgeräte für die Schlupfsteuerung
Diese Lösungen beeinflussen die Betriebsdrehzahl des belasteten Asynchronmotors
dadurch, dass ein Vorschaltgerät den Effektivwert der Motorspannung ändert. Die
Frequenz bleibt dabei konstant.
Die wirksame Motorspannung kann auf vielfältige Weise verändert werden. Eine
Möglichkeit hierfür ist der Einsatz eines Transformators mit Anzapfungen. Diese
Lösung ist selbst unter Verwendung von Spartransformatoren (Bild 2.7) relativ teuer,
und ihr Platzbedarf ist hoch. Die Drehzahlstufen können jedoch durch geeignete
Wahl der Transformatoranzapfungen flexibel bestimmt werden.
Bild 2.7 Drehzahlsteuerung eines Kondensatormotors mit einem Spartransformator
(AW: Arbeitswicklung, HW: Hilfswicklung)
Für kleinere Leistungen werden auch Vorschaltwiderstände eingesetzt, die mit dem
Motor in Reihe geschaltet einen Teil der Netzspannung auf sich nehmen und so die
Motorspannung herabsetzen (Bild 2.8). Diese Lösung wird in erster Linie in
Dunstabzugshauben verwendet. Vorteil ist das gute Geräuschverhalten des Motors,
da hierdurch keine zusätzlichen Stromoberschwingungen hervorgerufen werden.
Eindeutiger Nachteil ist der schlechte Wirkungsgrad durch die Verluste im Vorschalt-
widerstand. Bei höheren Leistungen sind besondere konstruktive Maßnahmen
notwendig, um die Wärmeenergie vom Widerstand abzuführen.
A
W
HW
C
1
2
3
4
L1
N
PE
M
1 ~
Tr

34
Bild 2.8 Drehzahlsteuerung eines Kondensatormotors mit Vorschaltwiderständen
(R1 > R2)
Um die Verlustleistung zu senken, können anstelle von Vorschaltwiderständen auch
Vorschaltkondensatoren (Bild 2.9) oder -drosseln eingesetzt werden. Diese können
in Verbindung mit den Motorwicklungen und mit dem Betriebskondensator einen
Schwingkreis bilden, weshalb das System auf Resonanzerscheinungen überprüft
werden muss. Bei der Verwendung von Kondensatoren mit Normgrößen ist diese
Drehzahlsteuerungsmethode inflexibel. Durch die breiten Toleranzgrenzen für die
Kapazitätswerte muss man zusätzlich mit einer hohen Drehzahlstreuung rechnen.
Bild 2.9 Drehzahlsteuerung eines Kondensatormotors mit Vorschaltkondensatoren
(C1 < C2)
AW
HW
C
0
1
2
3
L1
N
PE
M
1 ~
R1
R2
A
W
HW
C
0
1
2
3
L1
N
PE
M
1 ~
C1
C2

35
2.3.2 Drehzahlsteuerung durch Wicklungsumschaltung
Die Drehzahl von Motoren in geeigneter Ausführung kann durch Umschaltung von
Wicklungsteilen beeinflusst werden. Eine Möglichkeit dafür stellen die Motoren mit
zusätzlichen Teilwicklungen dar, bei denen für reduzierte Drehzahlen die effektive
Windungszahl in der umschaltbaren Arbeitswicklung erhöht und dadurch der Fluss
verkleinert wird. Diese Lösung kann zum Beispiel für die Drehzahlsteuerung von
Spaltpolmotoren eingesetzt werden (Bild 2.10). Der Stellbereich ist begrenzt, da die
technisch realisierbare zusätzliche Windungszahl in der Arbeitswicklung wegen der
vorgegebenen Nutfläche nicht beliebig groß sein kann. Nachteile dieser Lösung sind
der erhöhte Kupferbedarf und die schlechte Motorausnutzung. Gerade auf der
höchsten Stufe, wo meistens die Belastung am größten ist, wird nur ein Teil der
Statorwicklung genutzt.
Bild 2.10 Drehzahlsteuerung eines Spaltpolmotors mittels zusätzlicher Teilwicklung
Gute Ausnutzung weisen Kondensatormotoren mit einer auf mehrere Teilwicklungen
aufgeteilten Hilfswicklung auf (Bild 2.11). In der höchsten Stufe unterscheidet sich
der Motor nicht von den gewohnten Kondensatormotoren. Im abgestuften Zustand
dient ein Teil der Hilfswicklung zur Reduzierung der Spannung an der Arbeitswick-
lung. Üblicherweise werden so zwei bis fünf Drehzahlstufen realisiert. Diese Motoren
stellen bei entsprechender Fertigungsautomation eine sehr kostengünstige Lösung
für die Drehzahlsteuerung dar. Weitere Vorteile sind die einfache Verdrahtung für
den Anwender, die kompakte Ausführung ohne zusätzliche Bauelemente, ein in
vielen Fällen ausreichender Drehzahlstellbereich sowie die optimale Motoraus-
nutzung in der höchsten Stufe. Bei den unteren Drehzahlstufen verschlechtert sich
allerdings der Wirkungsgrad (Bild 2.12).
AW2
AW1
0
1
2
L1
N
PE
M
1 ~

36
Bild 2.12 Vierstufiger Kondensatormotor
mit umschaltbaren Teilwicklungen in der Hilfswicklung
Bild 2.13 Drehmoment- und Wirkungsgrad-Kennlinien eines vierstufigen Motors
Eine weitere Möglichkeit der Drehzahlstufung ist die Änderung der Polpaarzahl. Die
polumschaltbaren Motoren mit mehrfacher Statorwicklung und die Motoren mit
polumschaltbarer Wicklung (z.B. Dahlanderschaltung) kommen aber für den betrach-
teten Leistungsbereich aus Kostengründen meistens nicht in Frage.
AW
HW4
HW3
HW2
HW1
0
1
2
3
4
L1
PE
C
N
M
1 ~

37
2.2.3 Phasenanschnittsteuerung
Im Gegensatz zu den bisher beschriebenen Drehzahlstellmethoden erlauben elek-
tronische Lösungen eine stufenlose Drehzahlstellung. Frequenzumrichter können
gleichzeitig die Amplitude und die Frequenz der Motorspannung - und somit die
Synchrondrehzahl ändern. Der Asynchronmotor arbeitet so mit niedrigem Schlupf
und gutem Wirkungsgrad. Der Einsatzbereich von Frequenzumrichtern wird immer
mehr auch für kleinere Leistungen erweitert; für die Wechselstrom-Asynchron-
motoren in der Lüftungstechnik werden sie jedoch nur selten benutzt. Vor dem
Einsatz einer solchen Lösung ist unbedingt zu prüfen, ob ein elektronisch kommu-
tierter Motor nicht die technisch und wirtschaftlich bessere Alternative darstellt.
Mit geeigneter Steuerung kann auch eine Triac-Schaltung die Speisefrequenz
stufenweise verändern und so den Wirkungsgrad im unteren Drehzahlbereich
verbessern [8]. Alle anderen bekannten elektronischen Drehzahlstellgeräte arbeiten
nach dem Prinzip der Schlupfsteuerung, sie beeinflussen nur die Amplitude der
Motorspannung. Selten werden Leistungstransistoren im Linearbetrieb (gesteuerte
Vorschaltwiderstände) oder mit hoher Frequenz getaktete AC-Chopper mit Tran-
sistoren [12] eingesetzt. In einem breiten Anwendungsgebiet konnte sich nur die
Phasenanschnittsteuerung durchsetzen (Bild 2.14).
Bild 2.14 Triac-Schaltung für die Drehzahlsteuerung eines Kondensatormotors
Die aus Thyristoren oder aus Triacs aufgebauten Schaltungen stellen eine kosten-
günstige und robuste Lösung dar. Neben den für die Schlupfsteuerungen generell
geltenden Nachteilen ergeben sich weitere dadurch, dass die Phasenanschnitt-
steuerung nicht-sinusförmige Ströme erzeugt (Bild 2.15).
A
W
HW
C
L1
N
PE
M
1 ~
Tr

38
Bild 2.15 Motorstrom bei der Phasenanschnittsteuerung
Der Motorstrom enthält neben der Grundwelle auch alle ungerade Oberschwingun-
gen (bei 50 Hz Netz: 150 Hz, 250 Hz, 350 Hz, ...) [9]. Diese Stromoberschwingungen
verursachen einerseits Zusatzverluste im Motor, andererseits erzeugen sie Pendel-
momente, mechanische Schwingungen und nachteilige akustische Geräusche.
Die Motorverluste vergrößern nicht nur die Aufnahmeleistung, sondern können auch
thermische Probleme verursachen. Bei der quadratischen Lastkennlinie ergibt sich
meistens die maximale thermische Belastung bei mittleren Drehzahlen (Bild 2.15);
die Anwendung muss daher im ganzen Drehzahlbereich thermisch überprüft werden.
Bild 2.15 Drehzahlabhängige Erwärmung eines phasenanschnittgesteuerten
Lüftermotors
Bild 2.16 zeigt die Kennlinien eines phasenanschnittgesteuerten Lüftermotors [9].
Wie aus der Wirkungsgradkennlinie hervorgeht, sinkt der Wirkungsgrad η stark bei
Verringerung der Drehzahl.
0
10
20
30
40
50
60
70
80
0 500 1000 1500 2000 2500 3000
n [1/min]

39
a.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
60
[
Ncm
]
Md
0 100 200 3 00 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
Drehzahl n
[
U/min
]
1400
b.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
[
W
]
P1
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
Drehzahl n
[
U/min
]
1400
c.
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
[
%
]
Eta
0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200 1300
Drehzahl n
[
U/min
]
1400
Bild 2.16 Drehmoment (a), Aufnahmeleistung (b) und Wirkungsgrad (c)
eines phasenanschnittgesteuerten Wechselstrom-Asynchronmotors

40
2.4 Drehzahlsteuerbare bürstenlose Motoren
Die bürstenlosen Motoren finden eine immer größere Verbreitung. Wie schon er-
wähnt, weisen diese Motoren viele Vorteile auf: einen guten Wirkungsgrad, lange
Lebensdauer, flexibel wählbare Nenndrehzahl und eine integrierte stufenlose Dreh-
zahlsteuerung.
2.4.1 Arbeitsweise des bürstenlosen Motors
Der bürstenlose Motor besteht aus einem bewickelten Stator und aus einem perma-
nentmagnetischen Rotor. Bei Lüftermotoren werden aus Kostengründen hauptsäch-
lich kunstoffgebundene oder gesinterte Ferritmagnete eingesetzt. Die elektronische
Kommutierungselektronik ersetzt den in herkömmlichen Gleichstrommotoren übli-
chen mechanischen Kommutator und die lebensdauerbegrenzenden Kohlebürsten
(Bild 2.17).
Bild 2.17 Rückwärtsgekrümmter Radiallüfter mit bürstenlosem Motor
Bürstenlose Motoren werden mit unterschiedlichen Wicklungssystemen hergestellt.
Weit verbreitet sind die ein-, zwei- und dreisträngigen Motoren (Bild 2.18). Die drei-
strängigen Motoren haben ein hohes Anlaufmoment und einen besonders ruhigen
Lauf. Ihr Wicklungssystem und die Kommutierungselektronik ist jedoch relativ auf-
wendig (Bild 2.18c).
Im Gegensatz zu den typischen Antriebsanwendungen erfordern Ventilatoren in der
Regel kein hohes Anlaufmoment. Für kostensensible Anwendungen werden daher
oft die ein- oder zweisträngige Motoren eingesetzt. Bei der zweisträngigen Variante
werden die einzelnen Wicklungsteile immer nur in eine Richtung (unidirektional)
bestromt. Die beiden Stränge werden abwechselnd bestromt, wobei sie jeweils einen
entgegengesetzten magnetischen Fluss erzeugen. Die Umschaltung, die sogenannte
Kommutierung, wird mit lediglich zwei Leistungsschaltern realisiert (Bild 2.18b).
Durch die transformatorische Kopplung der Wicklungsteile entstehen im Motor jedoch
hohe Spannungen. Aus diesem Grund sind Transistoren mit höherer Sperrspannung
notwendig. Abhängig von der Betriebsspannung braucht der Motor eventuell auch ein
aufwendigeres Isolationssystem.

41
Die beiden Stränge müssen in den gleichen Nuten untergebracht werden, deshalb
steht jedem Strang nur die Hälfte der Nutfläche zur Verfügung, was zu einem redu-
zierten Drahtdurchmesser führt. Durch den höheren Wicklungswiderstand entstehen
höhere Kupferverluste im Motor, was eine Verschlechterung des Wirkungsgrades
bedeutet. Zusätzlich entstehen höhere Verluste in der Elektronik, da die Energie, die
im Streufeld des Wicklungsteils gespeichert ist, bei jeder Kommutierung in Wärme
umgewandelt wird. Deshalb werden diese Motortypen bei Neuentwicklungen nur
noch selten benutzt.
Bild 2.18 Blockschaltbilder von einsträngigen (a), zweisträngigen (b) und
dreisträngigen (c) bürstenlosen Motoren
T2
T1
+
a2
UDC
a1
T4
T2
T3
T1
+a
UDC
T2
T1
+
UDC
T4
T3
a
c
b
T6
T5
a.
c.
b.

42
Der einsträngige Motor mit einer H-Brückenschaltung zur Kommutierung (Bild 2.18a)
vermeidet diese Nachteile und stellt eine technisch und wirtschaftlich vorteilhafte
Basis für die Realisierung von Lüftermotoren dar. Sowohl die ein- als auch die
zweisträngigen Statorwicklungen erzeugen statt eines Drehfeldes ein pulsierendes
Feld, weshalb in bestimmten Rotorpositionen der Motor kein Drehmoment erzeugen
kann. Um den sicheren Start trotzdem zu ermöglichen, besitzt der Motor ein speziell
gebildetes Statorpaket, das mit dem Rotor einen ungleichförmigen Luftspalt bildet
(Bild 2.19). Dadurch entsteht ein von der Bestromung der Wicklung unabhängiges
Reluktanzmoment, das dafür sorgt, dass der Rotor nach Abschalten der Stromver-
sorgung nur in solchen Winkellagen stehenbleibt, in denen die bestromte Stator-
wicklung ein genügend hohes Anlaufmoment entwickelt um die Lagerreibung beim
Anlauf zu überwinden.
Bild 2.19 Querschnitt eines einsträngigen bürstenlosen Motors
mit asymmetrischem Luftspalt
Die Kommutierung der bürstenlosen Motoren erfolgt über die Steuerung der Lei-
stungstransistoren, heutzutage meistens mit der Hilfe eines Mikrocontrollers. Die
Kommutierungszeitpunkte werden durch die Auswertung der Rotorlage bestimmt. Für
die Erfassung der Rotorlage werden häufig Hall-Sensoren angewendet, die das
magnetische Feld des Rotors erfassen. Die Frequenz der Wicklungsspannung wird
also automatisch an die aktuelle Drehzahl angepasst, deshalb kann der Motor
(anders als ein netzgespeister Asynchronmotor) in einem breiten Drehzahlbereich mit
hohem Wirkungsgrad arbeiten.
Bei der Kommutierung wird die Polarität der Wicklungsspannung gewechselt. Da die
Statorwicklung eine relativ hohe Induktivität aufweist, reagiert der Wicklungsstrom
verzögert. Um diese Verzögerung zu kompensieren, wird eine Vorkommutierung
praktiziert. Das heißt, die Wicklungsspannung wird umgepolt, bevor der Rotor die
neutrale Position erreicht hat. Bei Lüfteranwendungen, die nur in einer Drehrichtung
arbeiten, wird diese Vorkommutierung meistens dadurch realisiert, dass der Hall-
Sensor vor der neutralen Zone plaziert wird (Bild 2.20). Bei einer anderer Methode

43
wird diese Vorkommutierung softwaremäßig realisiert. Diese Methode ermöglicht
auch eine arbeitspunktabhängige Anpassung der Vorkommutierung, wodurch der
Wirkungsgrad noch weiter verbessert werden kann [21].
2.4.2. Drehzahlsteuerung von bürstenlosen Lüftern
Durch die geeignete Steuerung der Leistungstransistoren kann die Amplitude der
Motorspannung einfach beeinflusst werden. Dazu wird einer der leitenden Tran-
sistoren mit einer konstanten Frequenz getaktet. Die Taktfrequenz wird so ausgelegt
(18-20 kHz), dass das menschliche Ohr die entstehenden Schwingungen nicht
wahrnehmen kann. Die wirksame Wicklungsspannung wird über eine Pulsweiten-
modulation (PWM) verändert. Auf diesem Weg wird eine kostengünstige und effekti-
ve elektronische Drehzahlsteuerung verwirklicht. Da die interne Steuerelektronik über
das vom Hall-Sensor gelieferte Kommutierungssignal die aktuelle Drehzahl einfach
erfassen kann, ist es auch möglich, einen geschlossenen Drehzahlregelkreis zu reali-
sieren.
Die Drehzahlsteuerung von Lüftern ist sehr wichtig, weil dadurch Geräusch und
Aufnahmeleistung bedarfsgerecht reduziert werden können. Bild 2.21 zeigt, wie stark
diese Werte mit Reduzierung der Drehzahl abnehmen.
Für die Drehzahlsteuerung eines bürstenlosen Lüfters hat der Anwender lediglich die
Aufgabe, dem Lüfter den Drehzahlsollwert mitzuteilen. Dafür stehen verschiedene
Möglichkeiten zur Verfügung: über ein Analogsignal (0-10 V), über ein pulsweiten-
moduliertes Digitalsignal (PWM) oder über eine Busankopplung. Gleichzeitig meldet
der Lüfter für die übergeordnete Steuerung die Information über die tatsächliche
Drehzahl. Mit der Auswertung dieser Information lässt sich die Zuverlässigkeit des
Systems wesentlich erhöhen, weil so eine Fehlfunktion des Lüfters schnell erkannt
werden kann.
Hall-Sensor
Polschuh
Isolator
Statorwicklung
Leiterplatte
Zwischenkreis-
kondensato
r
Bild 2.20 Bewickelter Stator und Leiterplatte für die Kommutierungselektronik
eines 4-poligen bürstenlosen Lüftermotors

44
Bild 2.20 Auswirkung der Drehzahl auf die Motorleistung
und auf das Strömungsgeräusch
2.5 Zusammenfassung
Durch die Fortsetzung des Integrationsprozesses bei elektronischen Anlagen (Tele-
kommunikationsanlagen, Rechensysteme, Steuerungen, Antriebstechnik, Leistungs-
elektronik usw.) wird das thermische Design immer kritischer. Die Kühlung der
Anlage beeinflusst viele Faktoren, die entscheidend am Markterfolg der Anlage sind:
Kosten, Baugröße, Lebensdauer, Zuverlässigkeit, akustisches Geräusch.
Bei der Auswahl des richtigen Lüfters spielt auch der antreibende Motor eine große
Rolle. Die erwähnten Faktoren werden nämlich durch den Lüftermotor mitbestimmt.
Besonders wichtig ist, dass die Drehzahl der Lüfter gesteuert werden kann, da Ge-
räusch und Stromverbrauch mit einer bedarfsgerechten Drehzahlvorgabe wesentlich
reduziert werden können.
0%
10%
20%
30%
40%
50%
60%
70%
80%
90%
100%
50% 55% 60% 65% 70% 75% 80% 85% 90% 95% 100%
Drehzahl [%]
Motorleistung [%]
-20
-18
-16
-14
-12
-10
-8
-6
-4
-2
0
Geräusch [dBA]
Motorleistung
Geräusch

45
Literaturhinweise
[1] NMB-Minebea Airmovers Catalogue (www.eminebea.com ), 2004.
[2] Beaty, H. W.; Kirtley, J. L.: Electric Motor Handbook. McGraw-Hill, New York 1998
[3] Brosch, P. F.: Praxis der Drehstromantriebe mit fester und variabler Drehzahl. Vogel
Buchverlag, 2002.
[4] Harmsen, S.: Gerätelüfter für die Elektronikkühlung. verlag moderner industrie, Landsberg
1991.
[5] Hughes, A.: Electric motors and drives. Newnes, Oxford 1990.
[6] Moczala, H.; Draeger, J.; Krauß, H.; Lütjens, H.-W.; Tillner, S.: Elektrische Kleinmotoren.
expert verlag, Ehningen 1987.
[7] Stölting, H.-D.; Kallenbach, E.: Handbuch Elektrische Kleinantriebe. Carl Hanser Verlag,
München Wien 2002.
[8] Lelkes, A.; Müller, W.: Energiesparende Triac-Schaltung für Wechselstrom-
Asynchronmotoren. Antriebstechnik 38 (1999) Nr. 9, S. 44-47.
[9] Lelkes, A.: Elektronische Drehzahlsteuerung von Wechselstrommotoren. SPS/IPC/Drives,
Nürnberg 1999.
[10] Lelkes, A.; Bertolini, T.: Energy saving motor to substitute induction motor. AMD&C
5/2000, pp. 24-27.
[11] Lelkes, A.; Krotsch, J.: Netzbetriebener Energiesparmotor kleiner Leistung.
SPS/IPC/Drives, Nürnberg 2000.
[12] Lelkes, A.; Zoller, T.: AC-Chopper für die geräuscharme Drehzahlstellung von
Wechselstrom-Asynchronmotoren. SPS/IPC/Drives, Nürnberg 2000.
[13] Lelkes, A.: Schwingungsarmer elektronisch kommutierter Motor. VDI-Tagung
„Schwingungen in Antrieben“, Würzburg 2001.
[14] Lelkes, A.: Kommutierungsvorgänge bei EC-Motoren. SPS/IPC/Drives, Nürnberg 2001.
[15] Lelkes, A.: Elektronisch gestarteter, netzbetriebener Synchronmotor. VDE-Tagung
„Innovative Klein- und Mikroantriebe“, Mainz 2001.
[16] Lelkes, A.; Krotsch, J.; De Doncker, R. W.: Low-noise external rotor BLDC motor for fan
applications. IEEE IAS Annual Meeting, Pittsburgh 2002.
[17] Lelkes, A.: Vernetzte bürstenlose Lüftermotoren mit integriertem Umrichter.
VDE Kongress, Dresden 2002.
[18] Lelkes, A.: Sensorlose Drehzahlerfassung von Wechselstrom-Asynchronmotoren.
SPS/IPC/Drives, Nürnberg 2002.
[19] Lelkes, A.; Bufe, M.: BLDC motor for fan application with automatically optimized
commutation angle. IEEE Power Electronics Specialists Conference, Aachen 2003.
[20] Lelkes, A.: Novel concepts for improved brushless fan motors. International Conference
on Fans, London 2003.
[21] Lelkes, A.; Bufe, M.: Automatische Wirkungsgradoptimierung bei bürstenlosen
Lüftermotoren. SPS/IPC/Drives, Nürnberg 2003.

46
3. Temperatur- und Strömungssimulation im Entwicklungs-
prozess: Einige Konstruktionsaspekte bei Lüfterkühlung
Dr. Johannes Adam, Flomerics Ltd.
3.1 Numerische Strömungsmechanik und Elektronikkühlung
„Kleiner, schneller, leistungsfähiger“ heißt die Devise der Elektronikbranche. Das gilt
vom Bauteil bis zum Gerät für den Endverbraucher. Was einerseits für den Verbrau-
cher attraktiv ist, verursacht andererseits den Entwicklern Kopfzerbrechen. Kleiner,
schneller, leistungsfähiger heißt de facto „mehr Wärme auf weniger Volumen“. Das
Problem ist dabei, dass Bauteile, Leiterplatten und Berührungsflächen einer Tempe-
raturbegrenzung unterworfen sind. Wohin also mit der Wärme? Welche der mögli-
chen Entwärmungsstrategien führt im Rahmen der Anforderungen des Marktes, der
Entwicklungszeit und der Entwicklungskosten zum Ziel? Klassischerweise führt der
Weg von der Idee über eine Serie von Labormustern zum Prototyp. In Bezug auf De-
sign und mechanische Festigkeitsanalyse sind schon seit etlichen Jahren virtuelles
Prototyping mit CAD und CAE (Computer Aided Engineering) Methoden fest eta-
bliert. Man hat erkannt, dass man im Computer schneller Designvariationen durchzu-
spielen kann, als mit realen Hardwareänderungen. Das gleiche gilt für die Simulation
der Entwärmung: reicht natürliche Konvektion aus, wo platziert man einen/mehrere
Lüfter, wo sind die Laufauslassöffnungen am besten angeordnet, was bringen ther-
mal Vias in der Leiterplatte und wie muss das Gehäuse dazu aussehen, geht’s ohne
oder nur mit Kühlrippen? Das sind typische Fragen, die sich mit Hilfe numerischer
Simulation schon in der Vorentwicklung lösen lassen, und die dort auch am effek-
tivsten angesiedelt ist.
Bild 3.1 Links: Im traditionellen Entwicklungsprozess wartet man auf den Prototyp. Die dann anfal-
lenden Kosten für Optimierung und Redesign sind hoch. Rechts: Fortschrittliche Entwickler starten
schon in der Frühphase intensives „Virtual Prototyping“ und testen und optimieren mechanische und
thermische Konzepte, so dass der Prototyp nur zur Bestätigung durchgemessen werden braucht.
Entwärmungssimulation ist, von den physikalischen Vorgängen her gesehen, eher
anspruchsvoll: es gibt die Wärmeleitung in den festen Körpern (z.B. vom Silizium-
chip an die Bauteiloberfläche), die Wärmeübertragung von den Oberflächen (z.B.
Leiterplatte) an die Luft und die Infrarotstrahlung zwischen den Körperoberflächen.
Die Wärmeübertragung von den Wänden an die Luft hängt von der lokalen Tempe-

47
raturdifferenz zwischen Wand und Luft und der lokalen Luftgeschwindigkeit ab und –
in freier Konvektion – sind Luftgeschwindigkeit und Temperaturdifferenz eng mitein-
ander gekoppelt. Das ganze spielt sich natürlich auf einer dreidimensionalen kom-
plexen Geometrie ab in der Wärmestrom sich den Weg des geringsten Widerstands
von Warm nach Kalt sucht. Übliche Gebrauchsformeln können nur grobe Schätz-
werte liefern und man ist sich nie sicher, ob der Weg mit dem man die letzte Ent-
wicklungsarbeit ausgelegt hat sich noch auf die nächste Gerätegeneration übertra-
gen lässt.
Flomerics hat sich vor 16 Jahren zum Ziel gesetzt Entwicklern ein Berechnungswerk-
zeug in die Hand zu geben, mit dem sie die Temperaturentwicklung und die Luft-
strömungen mit möglichst geringem Aufwand, aber trotzdem so genau wie nötig,
vorausberechnen können (CFD = Computational Fluid Dynamics). In Anbetracht der
physikalischen und geometrischen Komplexität ist das leichter gesagt als getan. Mit
FLOTHERM (2004) geht man die Sache von 2 Richtungen an. Von der numeri-
schen Seite her benutzt man nur robuste und stabile Algorithmen, die auf einem
kartesischen Berechnungsgitter mit möglichst wenig Speicher- und Rechenzeitbedarf
auskommen: man bedenke dabei, dass Luftströmungen in elektronischen Geräten
den gleichen Gleichungen gehorchen, die auch für die Wettervorhersage benutzt
werden und dass man die Rechenlast auf einem PC am Arbeitsplatz bewältigen kön-
nen muss. Von der geometrischen Seite her kann der Benutzer durch die geliefer-
ten Anwendungsfenster sofort mit Konzeptstudien beginnen, um mit einem verein-
fachten Modell, das aber die notwendigen Wärmequellen und Luftführungen enthält,
eine qualitative und quantitative Temperaturvorhersage zu machen. Weitere Details
werden vielleicht erst im Laufe der Entwicklung bekannt, die man später in das Mo-
dell einbaut, bzw. Erkenntnisse oder notwendige Änderungen, die man aus der Ana-
lyse des Konzeptmodells erarbeitet hat fließen in die Detailkonstruktion ein. Übli-
cherweise reichen die mitgelieferten Konstruktionsmöglichkeiten aus um Wände,
Wärmequellen, Lüfter, Lochbleche, Leiterplatten, Kühlkörperprofile etc. zusammen
mit ihren physikalischen Parametern zu erzeugen. Daneben gibt es natürlich noch
die Übernahme von CAD Dateien, die gefiltert werden können, um belastende und
unnötige Details wie Bohrungen, Fasen etc. nicht ins Rechenmodell zu übernehmen.
Die thermischen FLOTHERM Modelle können sogar in das EMV Programm
FLOEMC (bzw. umgekehrt) übernommen werden, um dort Störfestigkeit, Störaus-
sendung und Resonanzen des Modells zu berechnen. Die beiden Anwendungsge-
biete sind durchaus zueinander komplementär: Luftschlitze sind gut für die Entwär-
mung, aber schlecht für die EMV, weil sie zu Sendern werden (Babinetsches Prin-
zip).
Das Anwendungsspektrum reicht von Berechnungen für ein detailliertes Bauteil
(Package) und dessen Verbindung zur Leiterplatte bis zur Luftführung im Schalt-
schrank, ja bis zum Rechenzentrum. Mit fortschreitender Dimension verzichtet man
normalerweise auf geometrische Detaillierung (z.B. berechnet man Schränke nur mit
idealisierten glatten Leiterplatten), trotzdem ist es dank lokaler Gitterverfeinerung
möglich in einem Modell den Schrank mit der großskaligen Luftzirkulation und detail-
lierte Packages zusammen zu berechnen. Die Simulation der Entwärmung bietet
Vorteile aber auch noch auf anderen Ebenen: Sie erhalten immer eine 3D Informati-
on darüber, wie Temperatur und Wärmeflüsse im Gerät verteilt sind und können Zu-
fälligkeiten durch die Wahl der Messpunkte ausschließen. Die Genauigkeit der be-
rechneten Temperaturen ist in der Gegend von 10% (Adam, 2004).

48
Im weiteren fokussieren wir uns auf Fragen der lüftergetriebenen Kühlung von Ge-
räten. Anhand von numerischen Simulationen mit dem o.g. Berechnungsprogramm
erhalten wir qualitative und quantitative Lösungen.
3.2 Elementare Konstruktionsaspekte mit Axiallüftern
3.2.1 Weg des geringsten Widerstands
Der Luftstrom nimmt den „Weg des geringsten Widerstands“. Die Umströmung („By-
pass“-Phänomen) von Hindernissen, z.B. Kühlkörper oder Steckkarten kann energe-
tisch günstiger sein als Durchströmung. In diesem Fall muss die Luft durch Leitble-
che oder Kanäle geführt werden.
Bild 3.2 ‚By-pass’ Phänomen: teilweise Umströmung statt Durchströmung eines Kühlkörpers
3.2.2 Totwasser
Hinter der Lüfternabe befindet sich immer eine Totwasserzone, in der die Strömung
ungerichtet und langsam ist. Im Einflussbereich der Nabe dürfen sich keine zu küh-
lenden Bauteile befinden. Üblicherweise ist der Einflussbereich eine Halbkugel von
der Größenordnung des Nabendurchmessers. Lüfter dürfen nicht zu nah an Kühlkör-
per bzw. Bauteil platziert werden.
Bild 3.3 Totwasserzone hinter der Lüfternabe

49
3.2.3 Lüfterkurzschluss
Bei jeder Art von Lüftermontierung ist zwingend darauf zu achten, dass Saug- und
Druckseite mechanisch isoliert sind, z.B. durch ein sog. Lüfterschott. Ansonsten ar-
beitet der Lüfter im Kurzschluss und ist wirkungslos. Es gibt auch subtile Kurz-
schlusswege, wenn etwa der Lüfter an einem großen Lochblech an der Gerätewand
angebracht wird.
Bild 3.4 Gehäuse mit Innenlüfter und 2 Gehäuseöffnungen. Links: ohne Trennblech: der Lüfter ar-
beitet im Kurzschluss. Rechts: mit Trennblech ist die Durchströmung gut.
3.2.4 Druckkammer
Hochleistungskühlkörper für IGBTs werden meistens mit einer Druckammer verse-
hen, um einerseits den Luftstrom zu kanalisieren und das andererseits das Totwas-
ser hinter der Nabe auszugleichen und einen gleichförmige Durchströmung herbei-
zuführen.
Bild 3.5 IGBTs mit Kühlkorper und einer Druckkammer zwischen dem Kühlkörper und dem Lüfterpaar
(in Anlehnung an Münzer und Hornkamp, 2001)

50
Bild 3.6 Stromlinien im Kühlkörper (transparent). Links: ohne Druckkammer gibt es undurchströmte
Bereiche, Rechts: gleichmäßigere Durchströmung mit Druckkammer
3.2.5 Lüfter nicht in Wandnähe
Die in Katalogen angegebenen Volumenstrom-Druck Kennlinien werden in einem
Normprüfstand gemessen und gelten streng genommen nur für einen freiblasenden
Lüfter mit einem Druckhindernis in sehr weiter Entfernung. Sobald der Lüfter senk-
recht gegen eine Wand bläst oder von einer Wand saugt bricht die Kennlinie ein.
Empfohlen wird in diesem Fall ein Sicherheitsabstand von mindestens ca. 2 Lüfter-
dicken.
3.3 Fallstudie Demonstrations-Industrie-PC „DIPCy“
Bei Kleingehäusen, wie z.B. PCs, stellt sich u.a. immer wieder die Frage, ob es bes-
ser ist die Luft in das Gerät hineinzudrücken oder herauszusaugen. Es gibt Argu-
mente für und gegen die jeweilige Betriebsart von Lüftern:
• Drückender Betrieb:
Vorteil: Höhere Luftgeschwindigkeit und Turbulenz. Es wird im Gerät in Überdruck
erzeugt und Staub kann bei Verwendung eines Lüfterfilters nicht eindringen.
Nachteil: Es gibt Bereiche in denen der Lüfterjet nicht hinkommt.
• Saugender Betrieb:
Vorteil: Die Strömung ist eher ungerichtet und gleichmäßiger Verteilung.
Nachteil: Der Lüfter erfährt durch die abgesaugte Luft eine Temperaturbelastung
und damit eine Einbuße in der Lebensdauer. Im Gerät wird ein Unterdruck erzeugt
und Staub kann durch alle Ritzen eindringen.
Der Arbeitspunkt des Lüfters unterscheidet sich kaum, ob der Lüfter saugt oder bläst.
Die kleinste Engstelle (z.B. das Lochblech) im Gerät bestimmt den Gesamtdruckver-
lust.
Unser Demonstrationsobjekt ist ein Modell eines Industrie-PCs „DIPCy“ mit einem
Motherboard auf dem ein Prozessor (U1) mit aufgesteckten Kühlkörper liegt, einer
Videokarte mit Videochip (U2), Speicherriegel, Stromversorgung und Laufwerken.
Das Gehäuse hat 2 gleich große Lochbleche (O1 und O2) (je Öffnungsfaktor 50%)
und einen NMB-Lüfter 2408NL-04W-B20-P00 mit Vmax=21 m³/h. Die Gesamtverlust-

51
leistung im Gehäuse ist 79 W. Die Umgebungstemperatur ist 35 °C. Eine Zusam-
menfassung der berechneten Temperaturen findet sich am Ende des Kapitels.
Laufwerke
U1
U2
PSU
O2
O1
Bild 3.7 Bestandteile des Demonstrationsfalles. Deckel und Seitenwand sind ausgeblendet. Die
Pfeile deuten die Durchströmungsrichtung des Grundmodells an.
Bild 3.8 Kennlinie des verwendeten Lüfters

52
3.3.1 Grundmodell: Lüfter drückend
Bild 3.9 Der Hauptstrom der Luft geht den kurzen Weg durch O1. U2 wird mit 100°C zu heiß. Der
Kühlkörper wird teilweise überströmt.
3.3.2 Lüfter saugend
Bild 3.10 Im Saugbetrieb des Lüfters strömt Luft von beiden Öffnungen zu gleichen Teilen ein. Die
Luftgeschwindigkeit an der CPU ist relativ klein. Temperaturen von U1 und U2 gleichen sich an.

53
3.3.3 Öffnung 1 und Lüfter getauscht
Sind folgende Situationen symmetrisch ?
1. Lüfter bläst auf Kühlkörper nach rechts (= Grundmodell DIPCy_2V_b_s)
2. Lüfter saugt über Kühlkörper von rechts
Nein. Es stellt sich eher die typische Saugsituation ein.
Bild 3.11 Lüfter tauscht Platz mit O1 und saugt. Luft strömt zu gleichen Teilen ein. Luftstrom zieht an
U2 etwas vorbei.
3.3.4 1 Lüfter und 1 Lochblech
Kann man ohne große Einbußen auf das Lochblech O1 verzichten, in der Hoffnung
dass der Luftweg vom Lüfter zum Lochblech O2 beide Bauteile versorgt?
Ja. Die Ergebnisse sind für U1 und U2 sogar sehr gut.
Bild 3.12 1 Lüfter, 1 Lochblech. Links: Drückend, Rechts: saugend

54
3.3.5 1 Lüfter und 1 Lochblech drückend, stärkerer Lüfter
Bringt es etwas in der Variante DIPCy_1V_b_s den B20 Lüfter durch den B50 Lüfter
aus der Serie 2408NL-04W (Vmax=30 m³/h) auszutauschen?
Grob geschätzt wird der Kühlkörper mit ca. 30/21=1.4 mal höherer Geschwindigkeit
angeblasen. Nach Gesetzen der Wärmeübertragung (Wagner, 1998) steigt bei leicht
turbulenter Strömung der Wärmeübergangskoeffizient zwischen proportional der
Wurzel und proportional hoch 0.8 der Strömungsgeschwindigkeit, also um den Faktor
√1.4=1.2 bis 1.40.8=1.3. Die Temperaturerhöhung sollte sich dann von ca ∆TB20=75-
35=40 K auf ca ∆TB50=40/1.2 = 33 K senken, also TU1=35+33=68 °C ergeben. Das
ist auch das Ergebnis der Simulation. Für Bauteil U2 stimmt diese Abschätzung nicht
mehr so schön, aber tendenziell doch.
3.3.6 Zusammenschau der Ergebnisse
Angenommene Grenztemperatur der Bauteile =80 °C
Grundmodell = Lauf 1: U2 ist zu warm.
Lüfter gedreht = Lauf 2: U1 und U2 sind zu warm
Nur eine Öffnung blasend = Lauf 4: U1 ok, U2 zu warm. Bisher beste Lösung.
Nur eine Öffnung saugend = Lauf 5: U1 und U2 sind zu warm
Stärkerer Lüfter und Geometrie aus Lauf 4 = Lauf 6: U1 und U2 (fast) sind ok.
Tabelle 3.1: Bauteiltemperaturen T und Volumenströme V
& für die gerechneten Varianten für 35°C
Umgebung.
Lauf Modellname Blasen/
Saugen
# Öff-
nungen
T U1
[°C]
T U2
[°C] V
&O1
[m³/h]
V
&O2
[m³/h]
V
&
Lüfter
1 DIPCy_2V_b_s b 2 68 100 11 9 20
2 DIPCy_2V_s_s s 2 85 90 10 10 20
3 DIPCy_2V_b_s_2 s 2 81 93 10 10 20
4 DIPCy_1V_b_s b 1 75 88 - 17 17
5 DIPCy_1V_s_s s 1 87 81 - 17 17
6 DIPCy_1V_b_s_B50 b 1 68 81 - 24 24
Die Volumenströme unterscheiden sich leicht, weil der Druckverlust an den Lochble-
chen quadratisch von der Anströmgeschwindigkeit abhängt und der Arbeitspunkt auf
der Kennlinie davon abhängt.
Weitere mögliche Variationsparameter wären Änderungen der Kühlkörperparameter
und der Bauteilplatzierung.

55
3.4 Belüftete Schaltschränke
3.4.1 Mythos „Abführbare Verlustleistung“
In jedem Katalog eines Schaltschrank Herstellers gibt es ein Diagramm, das einen
Zusammenhang zwischen der notwendigen Luftmenge und der abgeführten Verlust-
leistung. Wenn nicht dabei steht welche Temperaturdifferenz ∆T zwischen innen und
außen dazugehört, nützt das gar nichts. Das ist so, wie wenn der Benzinverbrauch
eines Autos angegeben wird ohne die Geschwindigkeit dazuzusagen mit der gefah-
ren wurde. Wenn jedoch die Temperaturdifferenz ∆T mit angegeben wird ist die For-
mel, die dahintersteckt
.
1.3
V
P
T⋅=∆ .(1)
Dabei sind V
& [m³/h] der Volumenstrom des Luftdurchsatzes und P die Gesamtver-
lustleistung im Schrank [W]. ∆T macht aber kein Aussage über die Lufttemperatur im
Schrank, sondern ist nur die Temperaturdifferenz zwischen Eintritts- und Austritt-
stemperatur! Man kann Gl. (1) folgendermaßen ableiten: der Wärmeinhalt Q [J] der
Luft in einem Volumen V [m³] mit Temperatur T [K] ist: TcVQ ⋅⋅
⋅
=
ρ
.
ρ
ist dabei die
Dichte [kg/m³] und c die spezifische Wärmekapazität [J/kg K]. In einer Durchflusssi-
tuation ist die Änderung des Wärmeflusses zwischen Einlass und Auslass gleich dem
zugeführten Wärmefluss P. Pro Zeiteinheit also PQQ einaus =− && und weiter
PTTcV einaus =−⋅⋅⋅ )(
ρ
&. Der Temperaturunterschied ist also cV
P
TT einaus ⋅⋅
=−
ρ
&
)( .
Mit den Werten von Luft
ρ
=1.16 kg/m³, c=1000 J/kg K und der Umrechung von m³/s
und m³/h folgt Gl. (1). Gl. (1) berücksichtigt nicht
• den Wärmetransport durch die Wände
• die Abstrahlung im Infraroten
• die Temperatur der Wärmequellen.
Die sich tatsächlich im Schrank einstellende Temperaturverteilung hängt von den
Wärmeübergängen und der Strömungssituation ab. Auch das lässt sich mit Hilfe von
Simulationen herausfinden.
3.4.2 Schaltschrankmodell
Wir betrachten als Grundmodell einen Schrank mit Abmessungen Höhe H=1.7 m,
B=1 m, T=0.6 m mit Wänden aus 2mm Stahlblech, 2 Lüfter NMB 4710NL-04W-B40-
P00 (Pmax=35 Pa, Vmax=144 m³/h) und 2 obere Luftauslässe über Lochbleche mit
50% Öffnungsverhältnis. Die Verlustleistung sei 120 W, aufgeteilt auf 12 Geräte im
Inneren, deren Inhalt hier nicht betrachtet wird.

56
.
Bild 3.13 Schaltschrankmodell mit ausgeblendeter Tür und Deckel: 2 Lüfter, die unten einblasen, 12
Geräte mit Lochblechen im Boden und im Deckel zu je 10 W und 2 Auslassöffnungen oben.
Die Vermutung, dass der Schaltschrank gleichmäßig durchströmt wird, stimmt nicht.
Vielmehr prallt der Luftstrom an die gegenüberliegende Wand und steigt nach oben.
Diese Umlenkung erzwingt eine innere Zirkulation (Impulserhaltung!), in der Luft von
oben nach unten gesaugt wird. Die dazugehörende Temperaturkarte in der Mittele-
bene zeigt dann, dass die paradoxe Situation, dass die untere Gerätereihe von der
Abluft der oberen Geräte erwärmt wird.
Bild 3.14 Temperaturkarte in der Mittelebene. Temperaturen über 60°C sind ausgeblendet. Die unte-
re Gerätereihe ist paradoxerweiser wärmer als die obere, im Gegensatz zur Intuition.
Wie steht’s mit Gleichung (1)? Der berechnete Volumenstrom durch die Lüfter ist 250
m³/h. Daraus folgt ∆T=3.1 * 120 W/250 m³/h = 1.49 K. Die Simulation sagt mit ∆T=1.1
K etwas weniger, weil der Wärmedurchgang durch die Wand mit berücksichtigt ist.

57
Auf jeden Fall sieht man, dass Gl. (1) für die Bestimmung der Gerätetemperatur
nutzlos ist.
Gl. (1) ist als Charakterisierung des Energiegleichgewichts auch noch richtig wenn
die Lüfter saugen. Die Simulation sagt ∆T=1.1 K. Aber das Strömungsfeld im Inneren
ist im Saugbetrieb noch verrückter. Die Geräte auf der linken Seite werden vom Lüf-
ter von oben nach unten durchströmt, die Geräte auf der rechten Seite entwärmen
über freie Konvektion nach oben.
Bild 3.15 Strömung und Temperatur im saugenden Betrieb.
Aber hier ist sowieso die Designregel nicht beachtet, nach der man immer den Auf-
trieb unterstützen sollte, also unten einblasen, bzw. oben absaugen.
3.4.3 Geschlossenes Gehäuse
Es gibt eine weitere bekannte Faustformel (VDE 0660 Teil 500) für die gemittelte In-
nenlufttemperatur Ti eines geschlossenen Gehäuses mit Verlustleistung P und effek-
tiver Wandfläche Ak
k
Ui Ak
P
TT ⋅
=− . (2)
TU ist die Außenlufttemperatur. Gl. (2) erhält man aus der Hintereinenderschaltung
des äußeren konvektiven Wärmewiderstands Wand-Umgebung, dem Durchgangs-
wärmewiderstand der Wände und des inneren Wärmewiderstandes Innenluft-Wand.
Ein empirischer Wert für Stahlblechgehäuse ist k=5.5 W/m²K. Die Maximaltemperatur
erhält man aus Gl.(2) nicht!

58
Bild 3.16 Schaltschrankmodell geschlossen. Die beiden Innenlüfter sind auf ein Blech montiert. Das
Gerät in der Mitte der unteren reihe wird zu warm. Temperaturbereiche über 60°C sind ausgeblendet.
Innenlufttemperatur 44-47 °C.
Die Lufttemperatur außerhalb der Geräte liegt bei ca. 45 °C.
Sind Metallgehäuse besser als Kunststoffgehäuse? Solange die Wärmequellen kei-
nen direkten Kontakt zum Gehäuse haben ist es fast egal, da der Wärmedurch-
gangswiderstand der kleinste Wärmewiderstand in der Kette von innen nach außen
ist. Aber bei den Gehäusewänden ist die Strahlung wichtig. Geschlossene Metallge-
häuse sollten nicht blank sein, da die Wände dann schlechte Absorber und Re-
emitter von Infrarotstrahlung sind. Jedwede Lackierung ist günstiger.
3.4.4 Geschlossenes Gehäuse mit berippten Wänden
Kann der Wärmehaushalt verbessert werden, wenn das Gehäuse innen oder/und
außen berippt ist? Nicht richtig, wie die Rechnung zeigt.
Bild 3.17 Geschlossener Schaltschrank mit Innenberippung. Innenlufttemperatur 44-47 °C

59
Bild 3.18 Geschlossener Schaltschrank mit Innen- und Außenberippung. Innenlufttemperatur 44-46
°C
Für diese Situation könnte man noch etliche Varianten durchspielen: horizontaler
Lüftereinschub, stärkere Lüfter etc.
3.5 Schlusswort
Wir hoffen gezeigt zu haben, dass die numerischen Simulationen von Entwärmungs-
und Strömungsvorgängen zu teilweise verblüffenden Ergebnissen führen. Man lernt
durch die schnellen Variationsmöglichkeiten das thermische Verhalten seines Pro-
duktes besser kennen und kann die gewonnen Erfahrungen für zukünftige Produkt-
designs besser nutzen. Auch bereits ausgelieferte Produkte können durch eine ther-
mische Berechnung verifiziert werden: Thermoelemente können an unkritischen Po-
sitionen angebracht worden sein und auch Messungen haben Fehler!
Je früher die Wärmesimulation im Design eingesetzt wird, desto größer ist ihr Nut-
zen!
Literaturverzeichnis
Adam, J.: „Numerische Thermo-Simulation. Konsistente thermische Vorab-
Simulation von Leiterplatten und elektronischen Geräten.“ Design und Verifikation
(D&V-) Kompendium 2004/2005, 303-306 (2004)
Flomerics: Flotherm 5.1 User Manual (2004)
Münzer, M., Hornkamp, M.: "IGBT modules for inverter solutions", Power Electron-
ics Europe, pp.14-20 (Heft 1) (2001)
Wagner, W.: Wärmeübertragung. Vogel Verlag (Kamprath-Reihe) (1998)