竖直热沉自然对流散热的两种强化措施研究

(同济大学 机械与能源工程学院，上海 200093)

0 引言

在无线通信领域中，远端射频模块(Radio Remote Unit，简称RRU)集成了大功率芯片、各类元器件和信号反馈电路等。由于其集成度高，工作时将产生很高的耗散功率，如果不能及时排除由耗散功率转化而来的热量，将会使整个射频模块的温度急剧升高，不仅会影响射频模块的电性能和信号传输，而且很可能导致集成芯片的失效。热沉常用于电子芯片的冷却和电子元器件的散热，亦可用于RRU的散热。在电子元器件的外部使用热沉，主要是为了使电子元器件的温度维持在正常的工作范围内。一般的电子元器件的散热方式大致都可分为两种：主动散热方式和被动散热方式。主动散热方式包括风冷散热、热电制冷、热管制冷、液冷等；被动散热方式主要指自然对流散热。主动散热方式虽然有着较好的散热效果，但是其结构复杂，系统可靠性不能得到保证，所以主动散热方式不能完全替代被动散热方式。自然对流以空气温差产生的浮升力作为流体流动的驱动力，无需外加散热装置，相对于强制对流而言，因容易实施、安全、经济、无噪声、可靠性高等优点而应用于多种工业技术中。

目前，国内外研究学者们对热沉自然对流散热的强化措施研究主要可分为两大部分：一是研究热沉的几何结构参数对其散热性能的影响；二是对热沉的几何结构进行改进，从而强化其散热。本文主要探讨了如何改进给定几何参数的RRU外部散热部件竖直直翅式热沉的几何结构，从而强化其散热性能。带肋的壁面被广泛用来强化散热[1-2]，对于竖直板肋热沉自然对流散热的强化措施研究具有开创性的意义。Elenbaas[3]在该领域已经进行了开创性的研究，他采用了半解析半经验的手段研究了等温矩形板肋热沉自然对流换热机制，并进一步推导出了竖直板肋热沉在平均努谢尔特数条件下的一系列具有普遍意义的关联准则式。Churchill和Chu[4]在大量学者演绎得出的理论以及实验结论的基础上为竖直板肋热沉在平均努谢尔特数的条件下推导出了一系列具有普遍意义的关联准则式。Bar-Cohen和Rohenow[5]也通过半解析的手段研究了竖直板肋热沉的自然对流换热机制，他们进一步推导出了肋片在等温和等热流条件下以瑞利数为自变量、平均努谢尔特数为因变量的关联准则式。梁融等[6]通过模拟自然对流条件下的肋片热沉，得出热沉表面传热系数和总热阻几乎不受功率影响，提出在翅片上开缝可以在一定程度上强化散热，但要综合考虑开缝带来的散热面积损失。王静[7]和曲治国等[8]均对翅片进行了开缝处理，发现适当开缝可以挺高温度场和速度场的协同性，进而改善散热效果。王乐等[9]发现对翅片开缝有利于减小翅片间空气的流动阻力，形成自下而上的自然对流，消除局部环流，改善流体流动状态，优化热沉散热性能。M.R. Shaeri等[10]对在翅片上开栅格方孔的热沉进行数值模拟，发现新型结构热沉有较高的总传热系数，并可以减小热沉的质量；随着开孔数目的增加，翅片基底与翅片顶部之间的温差变大；在开孔数相同的条件下，孔径较大热沉的努谢尔特数较大。黄秋月等[11]通过正交试验法和数值模拟研究了栅格式方孔翅片热沉的散热，得到不同的翅片高度和间距以及不同的翅高和翅厚比对应的表面换热系数变化趋势图。

基于上述探讨，本文的研究目的为：分析两种逐次递进的改进措施对强化竖直直翅式热沉自然对流散热的效用，即通过对完整热沉在中间位置开缝同时在开缝处添加挡片并进一步对开缝热沉存在的局部传热不利处开孔来强化散热，从而为高效大功率RRU的散热器设计提供理论依据。

1 实验系统与计算模型

1.1 实验系统

所选直翅式完整热沉试样的结构如图1所示。其翅片和基底的材料均为铝，通过挤压拉制形成翅片与基底的整体结构。基底尺寸为400 mm×230 mm×8 mm，翅片高度为35 mm，翅片间距8 mm，翅片个数为23，热沉水平两端翅片厚度为6 mm，其它21片厚度为2 mm，从而构成了46个翅片换热面。

为了强化竖直热沉的自然对流散热，对直翅式完整热沉试样进行再加工，沿热沉长度方向中间位置开缝，开缝宽度为10 mm。在开缝处添加尺寸为230 mm×35 mm×3 mm的挡片，用来阻滞断翅以下肋间空气自下而上的流动并进一步扰乱空气的流动方向。经过加工处理的直翅式热沉试样如图2所示。

为了调查各类强化散热措施对热沉散热性能的影响，我们搭建了如图3所示的实验系统，该系统包括中间开缝热沉(添加挡片)、电加热板、直流稳压电源、T型热电偶以及多路温度测试仪等。竖直热沉悬空固定在支架上，热沉底端距离地面500 mm，热沉顶端距离天花板2 100 mm。直流稳压电源正负极连接尺寸为300 mm×200 mm×20 mm的铝制电加热板，热沉基底底部与电加热板紧密接触，并通过导热硅脂减少接触热阻。未覆盖电加热板的基底底面以及暴露在空气中的电加热板表面全部覆盖隔热保温棉。电加热板所产生的热量从热沉基底通过导热传递给所有翅片，翅片获得的热量再以自然对流和热辐射的方式传递到周围空气中。为了较为精准地测量热沉在达到稳态之后其换热表面的平均温度，在热沉基底和翅片表面均匀合理地布置了16个测点，通过T型热电偶、多路温度测试仪以及计算机采集加热功率为150 W、200 W、250 W三个工况下所有测点的温度值。

1.2 计算模型

在对直翅式竖直热沉进行数值模拟之前，为了减少计算量，需对计算模型作如下假设：

(1)空气流动为三维不可压缩定常流动；

(2)空气符合Boussinesq假设；

(3)热沉受热分布均匀且热沉材料为各向同性；

(4)边界层内除空气密度发生变化，空气与热沉的其它物性参数均为常数，相关物性参数如表1所示。

表1流体介质与热沉的热物性

名称比热容/J·(kg·K)-1热导率/W·(m·K)-1动力粘度/Pa·s空气1 0050.026 461.845e-05热沉871202.4—

(5)热沉与周围空气的换热表面假定为理想光滑曲面，空气在热沉壁面处无滑移；

(6)忽略粘性耗散。

基于以上假设，空气自然对流的控制方程可如(1)式所示

(1)

式中u、v、w——X、Y、Z三个坐标轴向的速度分量；

ρ、p——空气的密度、压力；

α、μ、λ、cp——空气的热膨胀系数、动力粘度系数、导热系数以及定压比热容；

T——热沉换热表面热边界层内任意一点的稳态温度值;

Tf——空气参考温度。

计算模型的边界条件按如下设置：

(1)基底底面为第二类边界条件

qw=const

(2)

(2)热沉换热表面为第三类边界条件:

定义平均换热系数h为

(3)

式中Tw——稳态时暴露在空气中的热沉换热表面的平均温度；

A——暴露在空气中的热沉换热的总面积。

由于热沉及其周围空气流动具有对称性，为了节约计算资源，可以选取热沉的一半进行模拟。模拟时的热沉周围的空气区域必须足够大，以接近实验的真实情况。经过多次选取不同的模拟区域进行计算，将热沉周围大空间区域范围定为1 063 mm×615 mm×3 000 mm。模拟中，采用六面体结构化网格，为减少近壁面对计算结果的影响，对热沉壁面区域的网格进行适当的加密处理，使得Yplus的值小于1[12]。

整个大空间分为流体域以及固体域两个部分，流体域主要用来模拟热沉周围空间以及肋间空气的流动状况，固体域主要用来模拟稳态时热沉换热表面的平均温度以及热通量，流体域与固体域的交界面按照流固耦合边界条件处理。

模拟中，热沉表面的发射率设定为0.2。湍流模型选用标准k-ε模型，压力-速度耦合算法选用Coupled算法。动量、湍流动能、湍流耗散系数以及能量方程的对流项离散格式均采用计算精度较高的二阶迎风格式。

2 结果分析和讨论

2.1 数值模型的精度验证

直翅式热沉试样的翅片可以看作平板，对于平板换热，热边界层较薄时，换热系数较大。翅片由于存在连续的热边界层而使得热沉散热性能变差，翅片开缝可以阻止热边界层的发展，使得每一段翅片生成一个新的热边界层，减少热边界层的厚度，从而提高了热沉整体的对流换热系数。然而仅通过对热沉开缝来强化散热性能，效果毕竟是很有限的。对完整热沉中间位置开缝，断翅将热沉分为上、下相等的两段，受热空气从下段通过开缝处流入上段后，肋间受热空气温度已经很高，冷却效果势必下降。如果在开缝处添加一块挡片，热沉下段肋间的受热空气不再通过开缝处流入上段，而挡片上部开缝处重新补入的冷空气可以有效地冷却热沉的上段，从而提高了热沉整体的散热性能。

为了验证竖直热沉中间开缝同时添加挡片后对其强化散热性能的影响，我们按照图3所示的实验系统进行了测试。中间开缝热沉(添加挡片)16个热电偶测点的平面布置如图4所示。

假设测点的模拟温度为TN，相对应的实验温度为TE，则计算相对误差Δ有如下公式

(4)

三个工况下16个测点的相对误差如图5所示。

从图5可知， 1～10点位于挡片的上部，自然对流处于过渡流或湍流阶段，相对误差较小，11～16点位于挡片下部，自然对流尚处于层流形成阶段且由于挡片的存在导致了自下而上的流向发生了改变，相对误差会比较大。150 W工况时，最大误差为11.3‰；200 W工况时，最大误差为12.6‰；250 W工况时，最大误差为14.9‰。三个工况下的数值与实验数据的相对误差均控制在了1.5%以内，数值模拟的精度较好。

2.2 开缝位置对热沉整体散热性能的影响

为了调查热沉不同开缝位置对其整体散热性能的影响，可以采用数值手段对开缝热沉分别由中间位置向上或向下平移100 mm、50 mm、25 mm后进行模拟计算，并分析150 W、200 W、250 W三种工况下共18个案例的模拟结果。不同的开缝位置如图6所示。

假设7种不同的开缝位置(沿Z轴正向)的竖直热沉三个工况下的稳态数值温度分别为TH1、TH2、TH3、TH4、TH5、TH6、TH7，完整热沉三个工况下对应的的稳态数值温度为T0。设ΔT1=T0-TH1、ΔT2=T0-TH2……ΔT7=T0-TH7。在同一工况下，只有当热沉换热表面平均温度降低时，热沉整体的平均热阻才会降低，进而表明热沉的整体散热性能有所提高。显然，当ΔT>0时，表明在开缝处添加挡片的竖直热沉换热能力得到强化。

从表2可知，ΔTmax=ΔT4，即中间开缝热沉强化换热效果最佳，热沉换热表面平均温度随着工况的增加，分别降低了1.30 K、1.66 K、2.10 K。竖直热沉开缝位置无论向上平移还是向下平移，强化换热效果均逐渐降低，当开缝位置向上平移100 mm时，反而弱化了换热(ΔT<0)。

表2不同开缝位置(添加挡片)热沉散热性能的强弱

150 W200 W250 WΔT1/K0.200.360.58ΔT2/K0.851.081.36ΔT3/K0.901.141.44ΔT4/K1.301.662.10ΔT5/K0.941.171.48ΔT6/K0.700.901.16ΔT7/K-0.24-0.23-0.15

为了分析对热沉中间开缝并添加挡片后对肋间流体换热的影响，分别对比了200 W工况下完整热沉以及开缝热沉(添加挡片)的肋间温度分布云图与后者的速度矢量图，如图7所示。

由图7的结果可见：与完整热沉相比，挡片的存在改变了其下部空气自下而上层次分明的自然对流，当接近基底的高温空气在靠近挡片时，流动方向受迫改变，向肋端流去，越接近肋端，肋间空气温度越低，接近基底的高温空气与接近肋端的低温空气相互掺混，从而大大减少了挡片下部传热死区的面积。同时，因为挡片的扰流作用具备传递效应，其下部肋间原本自下而上流动的受热空气转而向肋端攀升，不仅提高了挡片下部气流温度场和速度场的协同性，而且能够有效地将基底以及根部翅片产生的热量带走，从而强化了换热。与连续断翅有所不同的是，挡片的存在将竖直热沉分成换热气流互不干扰的两段，挡片上部流入的换热空气是新鲜的冷空气，它们开始重新形成新的热边界层。与完整热沉相比，添加挡片的开缝热沉，整体的高温区域有所减少。

然而，由图7还可以看出：在靠近挡片上部的一小块区域内仍存在温度较高的传热死区，这是由于周围的冷空气并不能有效进入该区域导致的。

2.3 对开缝热沉传热不利区域开孔

由于靠近挡片上部的一小块区域存在明显的传热死区，尝试在该区域靠近基底处沿Y轴方向开两排方孔，方孔的边长为7 mm，如图8所示。靠近基底的方孔左边距基底2 mm，右排方孔的左边距左排方孔的右边5 mm，两排方孔的底边距上部翅片底部15 mm。

为了分析在对开缝热沉添加挡片的基础上再开两排方孔对靠近挡片上侧局部传热死区的影响，将未开孔的开缝热沉(添加挡片)以及开孔后的开缝热沉(添加挡片)的肋间温度云图与后者的速度矢量图进行对比，如图9所示。

如图10所示，与未开孔的开缝热沉相比，外部冷空气流至孔口附近，将产生横向混合，引起肋间流速的突然变化，从而形成气流漩涡与脱体运动。孔口周边的热边界层得到一定程度的破坏，不仅降低了翅片的流动阻力，而且进一步提高了热沉整体的散热性能。与未开孔的开缝热沉相比，三个工况下，热沉换热表面的平均温度分别又降低了0.70 K、0.93 K、1.13 K。

3 结论

因实验条件限制，本文仅选择了开缝宽度为10 mm的直翅式热沉试样为研究对象，研究在安装角为90°时，对给定几何结构尺寸的竖直热沉在开缝处添加挡片以及进一步对局部传热不利区开孔后对其整体散热性能的影响，以其尽最大可能地降低基底和翅片表面的平均温度，从而为高效大功率RRU的散热器设计提供依据。研究表明：

(1)对于添加挡片的开缝热沉，开缝位置处于热沉中间时，散热效果最好，且随着加热功率的增加，强化换热效果呈现逐渐增强的趋势。将热沉的开缝位置(添加挡片)沿竖直方向向上或向下平移后其整体的散热性能均逐渐变差。

(2)在开缝热沉添加挡片处，靠近其上侧局部的传热死区处开孔能够进一步改善其散热效果。开孔不仅改变了肋间空气的流向，而且形成了气流漩涡和脱体运动，通过扰流作用极大地减少了靠近挡片上部传热死区的面积。

实际上，通过优化开孔的尺寸、位置和数量，竖直热沉的自然对流散热性能仍可能有进一步强化的潜力，这将是本文进一步研究的重点。