某機載S形深孔液冷板優(yōu)化設(shè)計

解金華，鄒吾松

(1. 上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院， 上海 200240;2. 中國航空工業(yè)集團公司雷華電子技術(shù)研究所， 江蘇 無錫 214063)

某機載S形深孔液冷板優(yōu)化設(shè)計

解金華1，2，鄒吾松1，2

(1. 上海交通大學(xué)機械與動力工程學(xué)院， 上海 200240;2. 中國航空工業(yè)集團公司雷華電子技術(shù)研究所， 江蘇 無錫 214063)

S形深孔冷板被廣泛應(yīng)用在強迫液冷的機載電子設(shè)備中。從對常規(guī)S形深孔冷板的結(jié)構(gòu)特點分析可知，因其流道串聯(lián)、長且平直，所以流道內(nèi)壓力損失大，換熱效率低。因此，在進行某機載S形深孔冷板優(yōu)化設(shè)計時，采取了并聯(lián)分支以降低流阻，在平直流道中設(shè)置了多級階梯孔以提高換熱效率，確定了冷板雙進、雙回以及雙出的結(jié)構(gòu)形式。經(jīng)有限元仿真分析和試驗驗證，選取凸出物高度與當(dāng)量直徑比0.05進行階梯孔優(yōu)化，優(yōu)化設(shè)計后的冷板流阻下降了1/3，最大溫差下降了4.5 ℃。經(jīng)裝機使用，優(yōu)化設(shè)計后的冷板散熱性能可靠，達到了優(yōu)化設(shè)計的目的，其優(yōu)化方法對同類S形長直流道冷板的優(yōu)化設(shè)計具有一定的參考價值。

S型深孔冷板；并聯(lián)分支；多級階梯深孔；優(yōu)化

引 言

隨著現(xiàn)代微電子技術(shù)的飛速發(fā)展,微電子元器件和設(shè)備的組裝密度迅速提高。電子設(shè)備的高密度封裝使器件和設(shè)備的熱流密度也迅速增加，對體積、重量受到嚴格限制的機載電子設(shè)備而言，這種情況尤為突出。目前,機載電子設(shè)備中的高功率器件熱耗密度已達數(shù)十瓦每平方厘米[1]。為了使高功率器件和設(shè)備能正常、可靠地工作,必須進行有效的熱設(shè)計和熱控制。

機載高熱耗密度電子設(shè)備的冷卻散熱一般采用空氣或液體強迫對流換熱。由于S形流道冷板換熱效率良好、均熱性強、成本低、可靠性高，機載電子設(shè)備強迫液冷通常采用S形流道冷板換熱。常規(guī)S形深孔流道液冷板是由冷板中間多個深孔在冷板兩端串聯(lián)成S形的流道冷板，由于流道采用深鉆孔成型，因而其可靠性得到了進一步提升。

由于冷卻需求增加，機載液冷系統(tǒng)的最高供液壓力受到限制,因此需要充分挖掘常規(guī)S形深孔液冷板的換熱及流動性能。流道的串聯(lián)增大了液冷板內(nèi)流體的沿程壓力損失，流體在平直的流道內(nèi)換熱強度不夠充分，本文針對這2個問題(壓力損失大和換熱效率不高)，引入了并聯(lián)分支以降低壓力損失，采取了多級階梯深孔以提高換熱效率。

1 常規(guī)S形深孔液冷板

常規(guī)S形深孔冷板包含1個入口、1個出口、1條進流路、1條回流路和1條出流路，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中每條平直流道直徑為4 mm，長度為750 mm。某型機載雷達最初采用該形式的冷板進行電子設(shè)備的散熱，經(jīng)設(shè)計仿真和實物測試驗證，額定流量下冷板流阻偏大，冷板上最高溫度與冷卻液入口溫度的溫差超過了20 ℃。從數(shù)學(xué)計算和實踐經(jīng)驗可知,冷板內(nèi)流體流速的提高對換熱性能的增強不明顯,而且是有限的。尤其需要考慮的是,流阻同流速是平方關(guān)系,流速加大,冷板的流阻將顯著增加[1]。而在額定流量下，該冷板的流阻已經(jīng)接近供液系統(tǒng)的上限，因此依靠增大流量提高冷板換熱性能的方法是行不通的。針對上述情況，文中主要從減小冷板流阻和提高換熱效率2方面著手對冷板進行優(yōu)化。

圖1 常規(guī)S形深孔冷板內(nèi)部流道示意圖

2 優(yōu)化設(shè)計

2.1 流阻優(yōu)化

流阻是冷卻媒介在冷卻管道內(nèi)流動時產(chǎn)生的壓力損失，由管道摩擦損失和局部損失組成。摩擦損失是流體在管道內(nèi)流動時受自身的粘性影響而形成的與管壁粗糙度有關(guān)的壓力損失現(xiàn)象；而局部損失則是流道的流動方向、截面積大小以及形狀發(fā)生變化時產(chǎn)生的流體壓力損失。對S形深孔液冷板來說，由流道長度帶來的摩擦損失遠大于流道內(nèi)的局部損失，本著抓大放小的原則，在此對局部損失不作優(yōu)化考慮。流道的摩擦損失可由下式[2]進行計算：

式中：ΔP為損失壓力，Pa；f為管道摩擦系數(shù)；L為直管道的長度，m；D為管道的當(dāng)量直徑，m；ρ為流體密度，kg/m3；V為流體在管道內(nèi)的流速，m/s。

由于S形深孔冷板的結(jié)構(gòu)形式和加工方法，在冷板厚度一定的前提下，管道直徑無法大幅加大，而通過大幅度提高管壁的表面光潔度來減小管道摩擦系數(shù)也是不太可能的。由上式可以看出，壓力損失與冷卻介質(zhì)流速的平方和管道長度成正比，在冷卻介質(zhì)流量不變的情況下，理論上若將原單路流路改為等截面的并聯(lián)兩路流路，則冷卻介質(zhì)的流速會降低到原來的一半，管道長度將為原來的1倍，流道的摩擦壓力損失為原來的一半。如圖2所示，改進后S形深孔冷板流道包含1個入口、1個出口，2條進流路、2條回流路和2條出流路，組成了1個并聯(lián)“S”流道。由于流道并聯(lián)結(jié)合處會額外增加一些局部損失，預(yù)計優(yōu)化后的流道總流阻約為原來的三分之二。

圖2 流阻優(yōu)化的S形深孔冷板內(nèi)部流道示意圖

2.2 換熱優(yōu)化

在單相流體對流換熱中，換熱強度大小和邊界層厚度成反比。管道進口段邊界層較薄，因而換熱強度較高，而隨著平直管道的延伸，邊界層的厚度會逐漸增厚，此時換熱強度也會逐漸減弱[3]。關(guān)于這種情況，已有很多研究成果，其中文獻[3]提到可采用帶周向突出物的管道和插有螺旋片或開有螺旋槽的管道等來提高平直管道的對流換熱效率。前者的原理是當(dāng)流體流過管道壁面上存在的環(huán)狀凸出物后，壁面的邊界層發(fā)生分離，在越過環(huán)狀凸出物后形成漩渦，之后再會合起來，繼續(xù)前進，直到下一個環(huán)狀凸出物，流體在管道中不斷地重復(fù)這一過程[3-4]。環(huán)狀突出物的存在可使流體邊界層不斷發(fā)生這種周期性的脫離、會合和發(fā)展的擾動過程[3-4]，強化了傳熱過程。后者的原理是液體在插有螺旋片或開有螺旋槽的管道中流動時，會在近壁區(qū)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)運動，不斷擾動邊界層，從而強化了傳熱過程。

S形深孔冷板的加工方法決定了上述2種方法均不容易實現(xiàn)。但經(jīng)過仔細分析，發(fā)現(xiàn)用上述2種方法來強化換熱的基本原理其實是一樣的：通過不斷擾動邊界層，阻止其不斷增厚，從而達到強化換熱，提高換熱效率的目的?；诖嗽恚诹髯鑳?yōu)化后的冷板內(nèi)部原平直的圓形管路上增加了多級階梯孔，如圖3所示。因每兩級階梯孔之間的直徑變化較小，所以產(chǎn)生的局部壓力損失小，冷板流阻也只是略有增加。但階梯孔的收縮和擴張造成了管道內(nèi)流體的擾動和二次流，破壞了原沿平直管道壁面逐漸增厚的邊界層，從而達到了強化換熱的目的。這種結(jié)構(gòu)在工程上簡單易行，且?guī)缀醪粫黾又圃斐杀尽?/p>

圖3 換熱優(yōu)化的S形深孔冷板內(nèi)部流道示意圖

研究表明，帶環(huán)狀凸出物的流道中流體的流動和換熱過程均很復(fù)雜，沒有相關(guān)的理論公式進行計算，一般通過試驗對其參數(shù)進行確定。通常凸出物相對高度(凸出物高度與當(dāng)量直徑比)h/D≤ 0.1的低凸流道換熱效果比h/D> 0.1的高凸流道換熱效果好，而且低凸流道中流道流阻的增加量也比高凸流道中的低得多。除相對高度外，凸出物節(jié)距P也和流道的流阻和換熱效率有關(guān)。一般來說，相對節(jié)距(凸出物節(jié)距與當(dāng)量直徑比)P/D>10才能使因凸出物而分離的流體邊界層重新會合。根據(jù)冷板實際尺寸限制，分別取h/D為0.0375、0.05、0.075和0.1共4種情況進行有限元分析仿真，以便最終確定多級階梯孔的參數(shù)。

3 有限元分析及試驗驗證

3.1 有限元分析

進行有限元分析時，采用GAMBIT作為前處理軟件，分別對原常規(guī)冷板、只優(yōu)化流阻的冷板、h/D= 0.037 5的冷板、h/D= 0.05的冷板、h/D= 0.075的冷板以及h/D= 0.1的冷板進行建模，冷板的建模完全和實際零件一致，省略冷板上部分局部通孔和圓角。其中，h/D= 0.05的冷板GAMBIT建模后劃分的網(wǎng)格如圖4所示，共有1794148個單元、1 726 552個節(jié)點，流道六面體單元占流道總單元數(shù)量的92%，壁面邊界層第1層流體網(wǎng)格厚度取0.2 mm并以1.3的放大率往流道中心延伸。采用有限體積法的FLUENT6.3作為求解器和后處理軟件，湍流模型設(shè)為Spalart-Allmaras,模型參數(shù)按默認值；求解時壓力、流動采用二階離散格式，其余離散格式默認；忽略熱輻射作用。

圖4 S形深孔冷板內(nèi)部流道有限元建模

冷板材料為鋁合金 3A21，其材料特性為：比熱容C= 871 J/(kg·K)，熱導(dǎo)率k= 164 W/(m·K)，密度ρ= 2.73 g/mm3。冷板流道兩側(cè)的總熱源為680 W。冷卻介質(zhì)為航空冷卻液，其材料特性為：比熱容C= 3 000 J/(kg·K)，熱導(dǎo)率k= 0.252 W/(m·K)，密度ρ= 1.09 g/mm3。冷卻液流量為2.5 L/min。

分別對6種冷板模型進行求解，其流阻及最高溫差具體見表1。其中h/D= 0.05冷板內(nèi)部流道壓力、溫度仿真結(jié)果如圖5和圖6所示。

圖5 h/D=0.05冷板流道壓力仿真云圖

圖6 h/D=0.05冷板流道溫度仿真云圖

冷板節(jié)距/mm階梯孔數(shù)階梯孔直徑/mm1234567流阻/MPa最大溫差/℃常規(guī)S形75014——————0．18420．8只優(yōu)化流阻75014——————0．11418．2h/D=0．037510074．94．64．344．34．64．90．10817．6h/D=0．05100754．64．23．84．24．650．11916．5h/D=0．075150554．43．84．45——0．11217．4h/D=0．1150554．23．44．25——0．14617．8

3.2 試驗測試

出于型號經(jīng)費和進度的考慮，根據(jù)仿真結(jié)果，選取只優(yōu)化流阻的冷板和h/D= 0.05的冷板進行實物制造。在流量和熱耗相同的條件下，對制造好的2種冷板和原先已生產(chǎn)的常規(guī)S形冷板進行對比試驗測試，試驗設(shè)備見表2。

表2 試驗設(shè)備

試驗時先將模擬熱源按實際工作狀態(tài)安裝在冷板的兩側(cè)，接觸面涂上高性能導(dǎo)熱硅脂，在冷板的入口和出口與液冷源之間分別串接高精度壓力測試儀，其讀數(shù)的差值即為冷板的流阻。在冷板上取10個溫度檢測點，用數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)檢測和記錄冷板達到穩(wěn)態(tài)后的各點溫度數(shù)據(jù)。

3.3 對比分析

整理歸納3種冷板試驗得到的測試數(shù)據(jù)，并與有限元仿真的結(jié)果進行對比。3種冷板的流阻實測值均略大于仿真計算值，這應(yīng)該是由串接高精度壓力表所加的過渡段引起的；而最大溫差實測值也均大于仿真計算值1.5 ℃左右，這應(yīng)該是由于仿真時未考慮導(dǎo)熱硅脂的熱阻而導(dǎo)致的。但試驗結(jié)果與仿真結(jié)果的趨勢是一致的，具體見表3。

表3 S形深孔冷板優(yōu)化前后流阻和最大溫差對比

注：冷卻液流量為2.5 L/min，冷板總熱耗為680 W。

表3中無論是計算值還是實測結(jié)果均表示：最終優(yōu)化后的h/D= 0.05冷板的流阻降為原常規(guī)S形深孔冷板壓力的2/3左右；冷板上最大溫差下降了4.5 ℃左右；與只優(yōu)化流阻的冷板相比，h/D= 0.05冷板的流阻增加不到5%，而其最大溫差卻下降了2 ℃左右。最終優(yōu)化后冷板的流阻顯著降低，而其換熱效率則明顯提高，達到了優(yōu)化的目的。

4 結(jié)束語

根據(jù)有限元仿真和試驗測試結(jié)果，最終選取h/D= 0.05的冷板進行裝機使用，其散熱性能可靠，達到了整機要求。從常規(guī)S形冷板的優(yōu)化設(shè)計過程可得出：采用并聯(lián)分支和多級階梯深孔可以起到降低流阻和提高換熱效率的作用，尤其是多級階梯深孔流道在h/D= 0.05左右時換熱效果相對較好，這與相關(guān)文獻中提出的淺槽螺紋槽管優(yōu)化參數(shù)h/D為 0.04～0.05相類似。由于時間關(guān)系，本文未對凸出物相對高度h/D與節(jié)距P之間的關(guān)系做進一步探索，這有待后續(xù)的深入研究。

[1] 楊冬梅，徐德好. 液冷冷板的研究[J]. 電子機械工程，2006, 22 (1) : 4-6.

[2] 邱成悌，趙惇殳，蔣全興. 電子設(shè)備結(jié)構(gòu)設(shè)計原理[M]. 南京: 東南大學(xué)出版社, 2005.

[3] 林宗虎. 強化傳熱技術(shù)[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社，2006.

[4] 安越里. 螺紋槽管錯列管束的傳熱特性及流動阻力特性研究[D]. 山東: 山東大學(xué), 2006.

解金華(1979-)，男，高級工程師，主要從事機載雷達結(jié)構(gòu)設(shè)計工作。

鄒吾松(1983-)，男，工程師，主要從事機載雷達結(jié)構(gòu)設(shè)計工作。

Optimization Design of an Airborne S-shape Deep Hole Liquid Cooling Plate

XIE Jin-hua1,2，ZOU Wu-song1,2

(1.SchoolofMechanicalandPowerEngineering,ShanghaiJiaotongUniversity,Shanghai200240,China;2.AVICLeihuaElectronicTechnologyResearchInstitute,Wuxi214063,China)

S-shape deep hole cold plates are widely used in forced liquid cooling airborne avionics. From the structure analysis of conventional S-shape deep hole cold plate, its series connected and long straight flow channels will result in high pressure loss and low heat exchange efficiency. Therefore, in optimization design of an airborne S-shape deep hole cold plate, parallel branches are adopted to reduce the flow resistance, multistepped holes are set in the flat DC channel to increase the heat exchange efficiency and the double-inlet, double-circuit and double-outlet structure of the cold plate are adopted. Finite element simulation and test verify that the ratio of the height and equivalent diameter of projection should be 0.05 to optimize the stepped hole. After optimization, the flow resistance of the cold plate decreases by 1/3, the maximum temperature difference falls by 4.5 ℃. The results of onboard application indicate that the optimized cold plate has good and reliable heat dispersion performance, which has achieved the goal of optimization design. The optimization method can provide some reference for optimum design of the similar S-shape long straight flow channel cold plate.

S-shape deep hole cold plate; parallel branches; multistepped deep hole; optimization

2014-04-02

V243

A

1008-5300(2014)04-0001-04