基于葉脈仿生的散熱均熱板性能研究

汪維偉，黃昕之，趙福云*，陳 碩，王 磊，蔡 陽(yáng)，趙月帥

（1. 武漢大學(xué) 動(dòng)力與機(jī)械學(xué)院，武漢 430072； 2. 北京衛(wèi)星環(huán)境工程研究所，北京 100094）

0 引言

近年來，隨著航空電子技術(shù)及電力控制系統(tǒng)的迅猛發(fā)展，高功率FR、微波、毫米波器件以及機(jī)載、星載電子設(shè)備等向集成化和微型化發(fā)展，導(dǎo)致單位容積內(nèi)的發(fā)熱量急劇增大，而相應(yīng)的散熱技術(shù)卻遠(yuǎn)遠(yuǎn)趕不上電子產(chǎn)品的發(fā)展速度，因此解決集成散熱問題已成為航空電子芯片設(shè)計(jì)研究的關(guān)鍵之一[1-2]。傳統(tǒng)的冷卻手段，如液體微通道冷卻，空氣冷卻，噴射冷卻以及相變材料、熱電及傳統(tǒng)熱管制冷等，已不能滿足未來先進(jìn)電子產(chǎn)品的散熱需求[3-6]，亟需開發(fā)一種具有優(yōu)良均溫性的散熱裝置來控制熱點(diǎn)溫度，使集成電子器件能夠在允許溫度范圍內(nèi)穩(wěn)定工作。

均熱板作為一種高效相變式換熱裝置，由于其傳熱性能好、體積小和均溫性優(yōu)良，近年來成為研究與開發(fā)的熱點(diǎn)[7]。目前已經(jīng)有許多學(xué)者針對(duì)均熱板性能開展了一系列的研究：Koito 等[8]開發(fā)了一種均熱板數(shù)值計(jì)算模型，將均熱板對(duì)稱熱傳導(dǎo)與吸液芯液體流動(dòng)、中心蒸氣流動(dòng)耦合，建立能量、動(dòng)量與質(zhì)量守恒方程，再運(yùn)用有限元方法獲得蒸氣腔內(nèi)部的速度、壓力及溫度分布情況。Hashimoto 等[9]設(shè)計(jì)了碳納米管涂層的燒結(jié)粉末均熱板，其研究結(jié)果表明，碳納米管涂層可以降低整個(gè)均熱板的熱阻，提高換熱效率，當(dāng)燒結(jié)粒徑達(dá)到50 μm 時(shí)，均熱板的散熱功率達(dá)到8.5 W/mm2。紀(jì)獻(xiàn)兵等[10]提出一種由超輕多孔毛細(xì)芯構(gòu)造的新型均熱板，并對(duì)其傳熱性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，探討填充工質(zhì)、充液率、熱管放置角度及加熱功率等因素對(duì)平板熱管傳熱性能的影響。據(jù)現(xiàn)有文獻(xiàn)，大多數(shù)研究集中在吸液芯類型對(duì)于均熱板的性能影響，同時(shí)忽略了吸液芯和管壁之間所存在的接觸阻力影響。然而，作為一種單一的多孔結(jié)構(gòu)，均熱板仍然存在毛細(xì)芯流動(dòng)阻力較大等問題，目前在研的均熱板遠(yuǎn)遠(yuǎn)不能滿足航空電子高度集成化發(fā)展的要求。如何在有限小空間內(nèi)使熱質(zhì)循環(huán)能力得到大幅度提高，同時(shí)獲得較低流動(dòng)阻力的毛細(xì)芯，是設(shè)計(jì)研究人員亟需解決的難題。

本文受到植物葉片蒸騰作用的啟發(fā)，借鑒葉脈分形結(jié)構(gòu)的最優(yōu)模型設(shè)計(jì)工質(zhì)輸運(yùn)模式，通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）數(shù)值模擬，全面探究樹狀分叉葉脈仿生分形結(jié)構(gòu)吸液芯的流動(dòng)性能與傳熱特性，分析多個(gè)影響因素對(duì)均熱板內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)與傳熱的影響，對(duì)比不同分形結(jié)構(gòu)類型的均熱板蒸發(fā)段傳熱性能；并根據(jù)理論模型構(gòu)造了一種新型混合式吸液芯均熱板，實(shí)驗(yàn)對(duì)比研究了H 型、Y 型和平面結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板對(duì)均熱板換熱特性的影響。

1 物理模型

均熱板的主要優(yōu)勢(shì)體現(xiàn)在：對(duì)離散的集中式熱源熱區(qū)溫度控制能力較強(qiáng)，易于制造出平整光滑、幾何適用性好的表面與電子器件直接配合。如圖1所示，電子器件產(chǎn)生的熱流使液態(tài)工質(zhì)吸熱、沸騰、蒸發(fā)，并迅速通過蒸氣腔傳遞并擴(kuò)散到更大的冷凝表面，可有效擴(kuò)展冷凝段面積，進(jìn)而使冷卻效果得到大幅提升，同時(shí)使熱點(diǎn)溫度迅速降低；釋放熱量后的工質(zhì)冷凝回液態(tài)，然后被吸液芯依靠其毛細(xì)作用力回流到蒸發(fā)段，完成一個(gè)工作循環(huán)。如此反復(fù)進(jìn)行蒸發(fā)、冷凝、回流，可把集中區(qū)域的熱量迅速擴(kuò)散到更大面積的冷凝表面，實(shí)現(xiàn)均溫?zé)峥亍?/p>

圖 1 均熱板工作原理示意Fig. 1 Principle of a vapor chamber

葉脈仿生結(jié)構(gòu)吸液芯（見圖2）有助于液體沿著蒸發(fā)底板擴(kuò)散，從而避免均熱板局部干涸高溫。為更全面地研究葉脈仿生結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)傳熱能力的影響，本文設(shè)計(jì)出Y 型和H 型2 種葉脈仿生分形結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖3 所示，其中：L為分形結(jié)構(gòu)的葉脈長(zhǎng)度，θ為分形角度，k為分形級(jí)數(shù)，d為槽道直徑。圖4 中的幾何圖形主要通過CAD 軟件設(shè)計(jì)，本文選取4 種分形級(jí)數(shù)和4 種分形角度，共得到16 組Y 型仿生結(jié)構(gòu)；而考慮到分形角度對(duì)H 型結(jié)構(gòu)的影響不大，只研究其分形級(jí)數(shù)的影響。表1 和表2 分別為Y 型和H 型結(jié)構(gòu)的參數(shù)。

圖 2 葉脈仿生毛細(xì)流動(dòng)結(jié)構(gòu)Fig. 2 Biomimetic capillary flow structure

圖 3 葉脈仿生分形結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig. 3 Parameters of the leaf-vein-like bionic structures

圖 4 葉脈仿生毛細(xì)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig. 4 CAD drawing of the leaf-vein-like bionic capillary structures

表 1 Y 型毛細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Parameters of Y capillary structure

表 2 H 型毛細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Parameters of H capillary structure

2 數(shù)學(xué)描述

通過CFD 仿真對(duì)Y 型和H 型葉脈仿生分形結(jié)構(gòu)吸液芯內(nèi)的流體流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并比較微通道內(nèi)部流體的流動(dòng)及散熱性能。文中采用Fluent 16 軟件計(jì)算分析2 種結(jié)構(gòu)內(nèi)的壓力、溫度差異及速度剖面分布。

本文所建立的葉脈仿生微流動(dòng)模型所產(chǎn)生的自然對(duì)流作用很小，可以忽略。不同級(jí)分支槽道的直徑不一樣，且里面流體的速度也不相同，因此雷諾數(shù)Re也不相同，但是雷諾數(shù)的準(zhǔn)則應(yīng)設(shè)置為恒定，以確保外部條件的一致性；又由于所有分形結(jié)構(gòu)的入口直徑都是1 mm，為了確定雷諾數(shù)的影響，定義入口的雷諾數(shù)為Red，用來比較不同類型分形結(jié)構(gòu)之間的特性差異，而每個(gè)槽道的雷諾數(shù)為Rei，第i級(jí)雷諾數(shù)和第i+1 級(jí)雷諾數(shù)的比值為

由于第i級(jí)體積流量是第i+1 級(jí)體積流量的2 倍，而且根據(jù)表1 和表2 可知，(di+1/di)恒大于0.5，所以整個(gè)結(jié)構(gòu)中，隨著級(jí)數(shù)的增加雷諾數(shù)是減小的，第1 級(jí)的雷諾數(shù)最大。入口速度為5 mm/s時(shí)，第1 級(jí)的雷諾數(shù)遠(yuǎn)小于2300，因此本研究選擇了層流模型。控制方程假設(shè)：1）穩(wěn)態(tài)過程；2）層流模型；3）流體是牛頓不可壓縮流體；4）熱輻射及壁面對(duì)流可忽略。

初始條件及邊界條件為：

1）入口：設(shè)置入口類型為速度入口，速度5 mm/s、溫度300 K。

2）槽道：蒸發(fā)段設(shè)置為恒定熱流密度，q=120 W/cm2。

3）出口：管道內(nèi)的流體是自然流出、不可壓縮，故流體密度是常數(shù)，選擇出口類型為壓力出口。

控制方程包括：

1）連續(xù)性方程

壓力與速度關(guān)系通過Simple 算法耦合，連續(xù)性方程的收斂準(zhǔn)則是能量、速度和連續(xù)性殘差要小于1×10-8。本文進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性實(shí)驗(yàn)，首先應(yīng)用一階迎風(fēng)差分方案使達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)并避免不收斂，然后采用第二有序迎風(fēng)差分方案改進(jìn)計(jì)算的精度，并突出顯示邊界層的棱鏡網(wǎng)格以捕獲邊界現(xiàn)象。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，網(wǎng)格數(shù)超過105后獨(dú)立性良好。為了節(jié)省計(jì)算成本，本文選取非結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格數(shù)為1.4×105。

為了驗(yàn)證本文建立的二維數(shù)值模型的合理性，在保證初始條件和邊界條件一致的情況下，將數(shù)值模型模擬的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[11]進(jìn)行比較，如圖5 所示。可以看出：模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果在低雷諾數(shù)下能很好吻合，總體趨勢(shì)一致，均隨著雷諾數(shù)的增大而升高；當(dāng)雷諾數(shù)大于900 時(shí)，因?yàn)榉植媛房诘奈闪饔绊懺鰪?qiáng)，涉及能量耗散的作用，導(dǎo)致2 種結(jié)果間存在偏差。對(duì)于本文所研究的問題，由于均熱板工質(zhì)都是在低雷諾數(shù)層流情況下工作，誤差最大在5%以內(nèi)，故可認(rèn)為本文所建立的二維模型符合實(shí)際情況。

圖 5 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[11]對(duì)比Fig. 5 Comparison between simulation result and experimental result

3 分析結(jié)果與討論

本文對(duì)不同分形級(jí)數(shù)和分形角度排列組合后得到16 組Y 型分形結(jié)構(gòu)吸液芯。圖6 對(duì)比了它們的流體速度和壓力云圖。整體來說，分形級(jí)數(shù)相同時(shí)，分形角度為30°的出口速度高于其他角度的；當(dāng)分形級(jí)數(shù)由5 級(jí)增加為6 級(jí)時(shí)，出口個(gè)數(shù)增長(zhǎng)1 倍，出口速度隨之降為原來的1/2；分形級(jí)數(shù)由6 級(jí)增加為7 級(jí)時(shí)，由于出口個(gè)數(shù)保持不變，其出口速度也保持不變，但在所有分形角度中，7 級(jí)的出口速度比6 級(jí)的大很多，且出現(xiàn)了明顯的波動(dòng)。分析發(fā)現(xiàn)，槽道分叉路口的子管尺寸比母管要小，文丘里效應(yīng)影響明顯，使流體產(chǎn)生波動(dòng)。隨著Y 型子管入口速度增大，7 級(jí)槽道的流程不足以充分發(fā)展，因此無法使7 級(jí)出口速度減小到和6 級(jí)一樣。從圖6 還可看出：級(jí)數(shù)越多壓降越大，主要是因?yàn)榉植媛房跀?shù)增多且流動(dòng)路徑變長(zhǎng)，導(dǎo)致流體因沿程阻力和局部阻力產(chǎn)生的能量消耗過多；同時(shí)，相同分形級(jí)數(shù)下，分形角度越大壓降越大，但是分形角度達(dá)到一定值后，所產(chǎn)生的壓降差異不再明顯。

圖 6 Y 型結(jié)構(gòu)不同分形級(jí)數(shù)和分形角度下的速度云圖和壓力云圖Fig. 6 Velocity clouds and pressure clouds of Y structures with different fractal series and different fractal angles

圖7 對(duì)比了H 型結(jié)構(gòu)不同分形級(jí)數(shù)下的流體速度和壓力云圖，結(jié)果顯示，分形級(jí)數(shù)增加1 級(jí)，出口個(gè)數(shù)翻倍，出口速度隨之降低；但是由于文丘里效應(yīng)，出口個(gè)數(shù)翻倍時(shí)出口速度并沒有減半。與Y 型結(jié)構(gòu)對(duì)比發(fā)現(xiàn)，H 型結(jié)構(gòu)的壓降更小，結(jié)合圖7 可以發(fā)現(xiàn)，流體在第2 級(jí)以后的分叉路口分流時(shí)沒有均分，而是大部分流向與出口距離較短的方向，這導(dǎo)致流體因阻力而產(chǎn)生的損耗減小，因此壓降也相應(yīng)減小。

圖8(a)顯示，入口速度為0.5 m/s 時(shí)，H 型結(jié)構(gòu)從第1 級(jí)到第2 級(jí)的分叉路口引起明顯的壓力突變。由動(dòng)量定理可得，壁面使第1 級(jí)流過來的流體在豎直方向上的動(dòng)量減為0，因此流體作用壁面上存在較大壓力，此處的流體受到擠壓而局部壓力過大。圖8(b)和圖8(c)是對(duì)應(yīng)的速度云圖與矢量圖，可以看出，分叉路口處壓力大的區(qū)域速度小，而流體的慣性作用使得在第2 級(jí)入口處流體速度最大值靠近外側(cè)壁面，導(dǎo)致外側(cè)壁面因受沖刷而容易受損；而內(nèi)側(cè)壁面處壓力和流體速度過小，容易引起回流，產(chǎn)生渦旋。如圖8(c)的d-d 截面所示，局部阻力過大，導(dǎo)致過多的能量消耗。

從圖9 可以看出：H 型與Y 型分形結(jié)構(gòu)的壓降都會(huì)隨著分形級(jí)數(shù)的增加而增大，但是相同級(jí)數(shù)下，H 型的壓降更?。还べ|(zhì)在Y 型結(jié)構(gòu)內(nèi)是對(duì)稱流動(dòng)，而在H 型結(jié)構(gòu)內(nèi)是非對(duì)稱流動(dòng)，這使得H 型結(jié)構(gòu)內(nèi)的工質(zhì)沒有流經(jīng)全部槽道，因此因流動(dòng)阻力而產(chǎn)生的損耗較??；但是由于H 型結(jié)構(gòu)的分叉角度過大，使得流體流經(jīng)分叉時(shí)產(chǎn)生旋渦，甚至部分回流，導(dǎo)致能量損耗增大。

通過圖10 可以發(fā)現(xiàn)：由于H 型結(jié)構(gòu)工質(zhì)流動(dòng)的不對(duì)稱性，其半徑較大的區(qū)域流量過小，導(dǎo)致高溫集中在均熱板外圍區(qū)域；而相同流速下，采用Y 型結(jié)構(gòu)則高溫區(qū)域更小，并且只是分布在半徑較大的外圍局部區(qū)域，速度越大這種差異性越明顯。圖10 還顯示，隨著入口速度的增大，H 型和Y 型結(jié)構(gòu)均熱板的最高溫度均逐漸降低，但是當(dāng)入口速度增大到0.2 m/s 以上后，其變化對(duì)均熱板溫度變化的影響減弱。通過分析發(fā)現(xiàn)：在低流速下，出口速度都比較小，此時(shí)影響冷卻效果的是出口的個(gè)數(shù)與分布，由于H 型結(jié)構(gòu)的出口數(shù)量多，并且有2/3 的出口不在外圍區(qū)域而是分布在整個(gè)均熱板內(nèi)部，使得H 型結(jié)構(gòu)能冷卻更大的區(qū)域，也就相對(duì)更好地冷卻了均熱板的高溫區(qū)域；但是隨著入口速度的增大，H 型結(jié)構(gòu)的出口不對(duì)稱性致使均熱板的熱不均勻性愈加突出，而Y 型結(jié)構(gòu)使得均熱板的均溫性更好。

圖 7 H 型結(jié)構(gòu)不同分形級(jí)數(shù)的速度云圖和壓力云圖Fig. 7 Velocity clouds and pressure clouds of H structures with different fractal series

圖 8 H 型結(jié)構(gòu)分叉路口的流動(dòng)分布Fig. 8 Flow distribution at bifurcation of H structure

圖 9 Y 型和H 型結(jié)構(gòu)不同分形級(jí)數(shù)下的出口速度和壓降Fig. 9 The exit velocity and pressure of Y and H structures of different fractal series

圖 10 不同入口流速下的Y 型和H 型均熱板的溫度分布Fig. 10 The temperature distributions of Y and H vapor chambers at different flow rates

為了明確出口不對(duì)稱的影響，本文提出用相對(duì)出口速度偏差Dch來比較速度的分布，

式中：fch為每個(gè)出口的平均流速；fav為整個(gè)結(jié)構(gòu)所有出口平均流速的算術(shù)平均值。圖11 給出Y 型結(jié)構(gòu)分形角度為90°、分形級(jí)數(shù)為5～8 時(shí)以及H 型結(jié)構(gòu)分形級(jí)數(shù)為5～8 時(shí)的相對(duì)出口速度偏差值計(jì)算結(jié)果，H 型的偏差明顯比Y 型的更大。這主要是由于Y 型結(jié)構(gòu)是對(duì)稱流動(dòng)，壓降都會(huì)隨著分形級(jí)數(shù)的增加而增大；而在H 型結(jié)構(gòu)中流動(dòng)主要為非對(duì)稱流動(dòng)，且分叉角度過大，使得流體經(jīng)過分叉時(shí)產(chǎn)生較大的旋渦甚至回流，導(dǎo)致能量損耗較大。

圖12 所示為2 種分形結(jié)構(gòu)的冷卻效率與入口速度的關(guān)系，從圖中可以看出，隨著入口速度的增大2 種結(jié)構(gòu)的換熱效率都增大，對(duì)于Y 型結(jié)構(gòu)，入口速度達(dá)到0.01 m/s 后冷卻效率開始緩慢提升，而H 型結(jié)構(gòu)的入口速度達(dá)到0.03 m/s 后冷卻效率才開始緩慢提升。當(dāng)入口速度低于0.32 m/s 時(shí)，Y 型結(jié)構(gòu)的冷卻效率高于H 型的；但是入口速度大于0.32 m/s 時(shí)，H 型結(jié)構(gòu)的冷卻效率更高。這是因?yàn)楦吡魉傧?，H 型結(jié)構(gòu)的分叉角度過大，工質(zhì)流體流經(jīng)分叉時(shí)紊流顯著，二次流促進(jìn)中心處溫度較低流體與靠近壁面處的高溫流體間的相互混合；而且H 型結(jié)構(gòu)的分叉路口比Y 型的多，入口段局部冷卻系數(shù)較大，綜合而言增強(qiáng)了冷卻效果。

圖 11 Y 型和H 型結(jié)構(gòu)的相對(duì)出口速度偏差Fig. 11 The relative exit velocity deviation of Y and H structures

圖 12 Y 型和H 型結(jié)構(gòu)不同入口流速下的冷卻效率Fig. 12 The cooling efficiency of Y and H structures at different flow rates

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

為了更好地應(yīng)用上述對(duì)分形結(jié)構(gòu)的理論研究成果，本文采用激光雕刻分別制作了Y 型和H 型葉脈仿生結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板，其中：Y 型結(jié)構(gòu)為5 級(jí)分形，分形角度為30°；H 型結(jié)構(gòu)同為5 級(jí)分形，分形角度為90°。均熱板蒸氣腔內(nèi)部采用混合式吸液芯，中間為孔隙率較高的多孔泡沫銅柱，四周為孔隙率較低的絲網(wǎng)吸液芯。這種混合式吸液芯有助于均熱板內(nèi)液體及時(shí)回流，同時(shí)重力的影響被有效削弱。按照文獻(xiàn)[8]所述實(shí)驗(yàn)方法，以去離子水為工質(zhì)，在加熱功率為20～80 W 的工況下，研究不同分形結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板（如圖13 所示）對(duì)均熱板換熱特性的影響。

圖 13 均熱板及葉脈仿生結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板Fig. 13 The vapor chamber and its vein bionic soaking plate

充液率為50%、蒸發(fā)段位于水平底部位置時(shí)所測(cè)試的蒸發(fā)底板溫度曲線如圖14 所示，其中Te為蒸發(fā)段溫度，Tc為冷凝段溫度?？梢钥吹?，隨著輸入功率的提升，3 種均熱板的蒸發(fā)段溫度并沒有發(fā)生明顯的波動(dòng)，蒸發(fā)段溫升速率明顯高于冷凝段溫升速率，且3 種均熱板的冷凝段溫度上升率基本一致。當(dāng)輸入功率從20 W 上升到80 W 時(shí)，平面蒸發(fā)底板蒸發(fā)段的溫升率最大，溫度上升了約120 ℃；其次為H 型蒸發(fā)底板，上升了約107 ℃；Y 型蒸發(fā)底板的最小，上升了約90 ℃。這表明，Y 型蒸發(fā)底板由于其特殊的仿生分形結(jié)構(gòu)，具有能量消耗小、流動(dòng)阻力低以及物質(zhì)和能量交換效率高等特點(diǎn)；而H 型蒸發(fā)底板由于分叉阻力的存在，液體分流較慢，能量交換效率較Y 型的低，但是Y 型和H 型底板凹凸不平的底板表面均增加了核態(tài)點(diǎn)，有助于蒸發(fā)段的核態(tài)沸騰傳熱。

圖 14 不同分形結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板的溫度分布Fig. 14 Temperature distributions of evaporation chassis of different fractal structures

熱阻R是熱管理中重要的傳熱性能量化指標(biāo)，R=(Te-Tc)/Qin，Qin為輸入功率。圖15 給出不同蒸發(fā)底板的熱阻隨輸入功率的變化，可以看出，平面蒸發(fā)底板的熱阻較大，在1.5～1.55 ℃/W；Y 型蒸發(fā)底板保持了最好的傳熱性能，熱阻可控制在1.0～1.1 ℃/W。但是在高功率工況下，由于平面蒸發(fā)底板沒有分流結(jié)構(gòu)，其蒸發(fā)段中心區(qū)域液體集聚較多，故核態(tài)沸騰加強(qiáng)，傳熱惡化程度削弱；而Y 型蒸發(fā)底板由于其工質(zhì)分散到四周，導(dǎo)致中間加熱區(qū)域液體較少，故在較高的加熱強(qiáng)度下熱阻偏高；H 型蒸發(fā)底板的分形阻力相對(duì)較大，故工質(zhì)流動(dòng)分散性較弱，其熱阻在高功率工況下趨于穩(wěn)定。但是總體而言，Y 型蒸發(fā)底板表現(xiàn)出較好的溫度均勻性，證實(shí)了前文的理論分析。

圖 15 不同分形結(jié)構(gòu)蒸發(fā)底板的熱阻變化Fig. 15 Variation of thermal resistance of evaporation chassis of different fractal structures

5 結(jié)束語

受植物葉片蒸騰作用的啟發(fā)，提出了以樹狀分叉葉脈仿生分形結(jié)構(gòu)為藍(lán)本的新型吸液芯，以Y 型和H 型毛細(xì)芯結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，通過CFD 模擬分析了分形參數(shù)和幾何結(jié)構(gòu)對(duì)吸液芯內(nèi)流體流動(dòng)性能和傳熱特性的影響規(guī)律，同時(shí)結(jié)合文獻(xiàn)驗(yàn)證了該模型的準(zhǔn)確性，為均熱板新型吸液芯實(shí)驗(yàn)提供了一定的理論指導(dǎo)。綜合結(jié)論如下：

1）相同分形級(jí)數(shù)下，Y 型結(jié)構(gòu)的流體出口速度比H 型的大，H 型不對(duì)稱的結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其出口速度偏差更加明顯；文丘里效應(yīng)導(dǎo)致Y 型結(jié)構(gòu)的出口速度并不完全隨著級(jí)數(shù)的增加而減小，而是有波動(dòng)的。壓降在Y 型和H 型結(jié)構(gòu)中都是隨著分形級(jí)數(shù)的增加而增大；由于流體傾向于向流阻更小的方向流動(dòng)，使得H 型結(jié)構(gòu)的壓降更小。Y 型和H 型結(jié)構(gòu)吸液芯的出口速度均大體上隨著分形角度的增大而減小，但壓降隨著分形角度的增大而增大。

2）隨著流體入口速度的增加，Y 型和H 型分形結(jié)構(gòu)的壓降都近乎線性升高，Y 型升高的更快一些；且流速越高，動(dòng)量越大，H 型結(jié)構(gòu)分叉路口的壓力突變?cè)矫黠@，高溫區(qū)域都分布在半徑較大的外圍區(qū)域，也導(dǎo)致H 型結(jié)構(gòu)的出口速度偏差明顯比Y 型的更大；低功耗條件下，Y 型結(jié)構(gòu)的熱均勻性較好，而高功耗下，H 型結(jié)構(gòu)的冷卻性能優(yōu)于Y 型結(jié)構(gòu)，但是Y 型結(jié)構(gòu)的均溫性更優(yōu)。

3）Y 型蒸發(fā)底板具有優(yōu)越的傳熱性能；而在高功率工況下，H 型和平面蒸發(fā)底板相對(duì)于Y 型而言熱阻值趨于穩(wěn)定或降低。

本文研究結(jié)果可為航空電子元件的高精尖散熱模組的開發(fā)提供參考。