風冷散熱翅片阻力及傳熱特性的參數化數值研究

張方駒,劉 禹,范鵬杰,方 堃,常 偉

(中國船舶集團有限公司第七二三研究所,江蘇 揚州 225101)

0 引 言

隨著半導體技術的發展,機載電子設備不斷趨于體積微型化和功能多樣化,但隨之而來的是電子器件熱流密度過大、局部溫度過高等一系列問題。據統計,55%的電子器件失效原因是溫度超出了規定閥值[1],且隨著溫度的升高,電子器件的失效率呈指數增長[2]。因此,熱設計是電子設備設計中非常重要的環節。機載設備通常對體積、重量要求嚴格,因此大多采用風冷的散熱方式,以充分利用高空的低溫空氣。

風冷散熱通常利用肋壁(翅片)來增加散熱面積,以強化換熱。英國馬爾斯頓·艾克謝爾瑟公司1930年就在板式換熱器的基礎上增加翅片,用作航空發動機的散熱器[3];張笑凡等進行了機載大長寬比風冷均溫板翅片的優化設計[4];郭建忠等通過仿真研究了變角度翅片結構對散熱性能的影響分析[5];施興興等研究了翅片間距對傳熱與阻力特性影響的試驗研究[6];Wang等通過大量試驗研究了不同翅片結構參數對換熱與阻力特性的影響[7-9]。本文基于某小型機載雷達熱設計與熱仿真,對風冷散熱翅片的齒形、齒距、齒厚等不同結構參數對散熱效果的影響進行研究與分析,為此類熱設計提供參考和依據。

1 模型的建立

1.1 物理模型

某小型機載雷達發射/接收(T/R)組件設計簡化結構如圖1所示。外形尺寸為210 mm×92 mm×9.5 mm,熱源發熱量為168 W,熱流密度達60 W/cm2。熱源兩邊為翅片,增加散熱面積,底板厚3.5 mm,做成均熱板以增強二維熱擴散能力。T/R組件共16組,依次排列,通過散熱翅片形成風道。

圖1 T/R組件結構簡圖

對于給定高度的散熱翅片,定義翅片幾何參數如圖2所示。圖中t為齒厚,s為齒距,d為打斷,其它參數齒高為6 mm。

圖2 翅片幾何參數

為研究齒形、齒距、齒厚的不同對熱源散熱的影響,根據實際情況確定研究的變化因子與變化水平,如表1所示。

表1 變化因子水平表

根據正交設計表[10]L934,并結合實際情況對變化因子與變化水平進行安排研究,如表2所示。

表2 參數研究安排表

工程實際中,風冷散熱通常是給定風機型號,因此研究選取某型國產風機來提供冷風,如圖3所示。根據調節轉速的不同,共有3條風量風壓特性曲線。風機外形尺寸為50 mm×50 mm×28 mm,上下2組風機,每組3個,共6個風機。海平面空氣溫度為15 ℃。

圖3 風量風壓特性曲線

1.2 數據處理

根據傳熱學原理,系統換熱量:

Q=cairmair(Tout-Tin)=hA(Tw-Tf)

(1)

式中:Q為系統換熱量,由熱源發熱量可知;cair為定性溫度下的空氣比熱;mair為空氣質量流量;Tout為空氣出口溫度;Tin為空氣進口溫度;h為對流換熱系數;A為總換熱面積;Tw為壁面溫度;Tf為空氣溫度。

均熱板理論導熱系數達20 000 W/(m·K),實際導熱系數也可達3 000 W/(m·K),底板溫差較小,且翅片高度較低,因此假定均熱板平均溫度為Tw,空氣進出口平均溫度為Tf。由此可得努塞爾數Nu:

(2)

式中:d為當量直徑,d=4Vfree/Awet,Vfree為翅片內空氣自由流通的體積,Awet為翅片內空氣自由流通的濕潤面積;λ為流體導熱系數。

代表傳熱性能的傳熱因子j計算公式為[11]:

(3)

式中:Pr為普朗特數;Re為雷諾數。

代表阻力性能的摩擦因子f計算公式為[11]:

(4)

式中:d為當量直徑;L為翅片長度;Δp為空氣壓降;ρm為定性溫度下空氣的密度;w為空氣的平均流速。

對于強化換熱表面,努塞爾數越大,摩擦因子越小,換熱性能越優越。在眾多不同的強化換熱表面中,應選擇一種既能強化換熱,又不會引起較大摩擦損失的表面。因此,選擇一種判斷表面綜合性能的標準十分關鍵。Shah[12]提出強化表面換熱品質的評價標準,即熱性能因子(TPF),翅片的TPF值越大,綜合性能越好:

FTPF=Nu/f1/3

(5)

2 仿真結果分析

2.1 各模型散熱效果對比分析

選取3種風機作為工況邊界條件,通過仿真計算,得到模型A、B、C、D、E、F、G 7種結構形式翅片對應的熱源溫度T/℃、風量V/m3·h-1和壓降ΔP/Pa,數據整理如表3所示。

表3 3種工況下各模型參數表

熱源溫度的高低反映了不同結構形式翅片的散熱效果,熱源溫度越高,散熱效果越差,圖4直觀地顯示了7種不同形式的翅片所對應的熱源溫度。

圖4 各模型散熱效果對比

選用模型A作為對照組,分別與其它6組模型進行對比。比較模型A、模型B、模型C 3組數據可知,齒距、齒厚不變,隨著翅片打斷的增多,熱源溫度逐漸升高,原因是翅片的打斷雖然增強了空氣流動時的紊流,能夠增強換熱,但是流阻增加,導致風機送風量減少,綜合作用下翅片散熱效果降低。比較模型A、模型D、模型E 3組數據可知,齒厚、打斷不變,當齒距由1.5 mm減小為1 mm時,熱源溫度升高,齒距的減小雖然增加了二次換熱面積,但是有效流通截面積減小,摩擦增大,流阻增加,導致風機送風量減小,綜合作用下翅片散熱效果降低;當齒距由1.5 mm增大到2 mm時,熱源溫度升高,齒距的增加雖然加大了有效流通截面積,減小了摩擦,風機送風量增加,但是二次換熱面積減小,綜合作用下翅片散熱效果同樣降低,1.5 mm的齒距換熱效果最優。比較模型A、模型F、模型G 3組數據可知,齒距、打斷不變時,隨著齒厚從1 mm增加到2 mm,熱源溫度逐漸升高,齒厚的增加減小了有效流通截面積,流阻增加,風機送風量減小,且二次換熱面積同時減小,因此散熱效果降低。值得關注的是,隨著風機轉速的增加,模型D的散熱效果提升很快,原因是隨著風機風壓和風量的增大,截面積減小導致流阻增加對散熱效果的影響越來越小,二次換熱面積增加對散熱效果的影響越來越大,當風機風量風壓足夠大時,模型D也能達到較高的散熱效果。

由分析可知,在選定風機的工況下,翅片的打斷降低了翅片的散熱效果,選擇無打斷的翅片散熱效果最優;翅片的疏密對散熱效果的影響很大,選擇合適的齒距才能達到最佳的散熱效果;齒厚的增加不僅增加了流阻,而且減小了二次換熱面積,因此選擇更薄的翅片能得到更優的散熱效果,綜合對比下,模型A(齒厚1 mm、齒距1.5 mm、無打斷)擁有最佳的散熱效果。

2.2 各模型綜合性能對比分析

對散熱翅片的性能評價,不是散熱效果越高越好,也要綜合考慮散熱翅片對強化換熱的增強作用,以及對來流氣體的阻礙作用,因此選用綜合性能評價因子TPF對各模型進行評價。圖5給出了各模型傳熱因子、阻力因子、TPF隨雷諾數的變化趨勢。從圖5(a)中可以看出,隨著雷諾數變大,各模型傳熱因子均減小,強化換熱效果逐漸降低;從圖5(b)中可以看出,隨著雷諾數變大,各模型阻力因子均減小,阻力性能逐漸提升;從圖5(c)中可以看出,隨著雷諾數變大,各模型綜合性能評價因子TPF均減小,綜合性能逐漸降低。

同雷諾數下,模型A、模型B、模型C的傳熱因子與阻力因子逐漸增加,原因是翅片的打斷增加了空氣湍流,增強了換熱效果,同時也增加了流動阻力,三者中模型A擁有最佳的綜合性能;同雷諾數下,模型D、模型A、模型E的傳熱因子與阻力因子逐漸增加,原因是大齒距對應更大的當量直徑,空氣流速較低,低流速時換熱更加充分,同時流動邊界層更厚,流動損失更大,三者中模型E擁有最佳的綜合性能;同雷諾數下,模型A、模型F、模型G擁有相同的流速和齒形,因此傳熱因子、阻力因子、綜合性能均相同。綜合對比7種模型,模型E擁有最高的傳熱因子,即最佳的換熱性能,模型D擁有最低的阻力因子,即最佳的阻力性能,模型E擁有最高的TPF,即最優的綜合性能,對于不同的傳熱及壓降設計要求,可以選擇不同的散熱翅片。

3 結束語

本文研究了不同結構形式散熱翅片的散熱效果、傳熱和阻力性能,得到結論如下:

(1) 在定風機工況下,綜合考慮齒厚、齒距、打斷等參數影響,模型A(齒厚1 mm,齒距1.5 mm,無打斷)對應的熱源溫度最低,擁有最佳的散熱效果。

(2) 隨著雷諾數變大,各模型傳熱因子、阻力因子、TPF均減小,表明傳熱性能以及綜合性能在降低,阻力性能在提高。

(3) 雷諾數相同時,綜合考慮齒厚、齒距、打斷等參數影響,模型E擁有最佳的換熱性能和綜合性能,模型D擁有最佳的阻力性能,對散熱效果、傳熱和阻力性能要求不同的設計場合,可以選用不同的散熱翅片模型。