鄭 穆, 羅振兵, 鄧 雄, 何 偉, 王登攀

(1. 國防科技大學(xué)空天科學(xué)學(xué)院, 湖南長沙 410074; 2. 北京特種工程設(shè)計研究院, 北京 100028)

引 言

隨著航空航天、 計算機(jī)、 半導(dǎo)體及核能等高新技術(shù)的發(fā)展, 各種設(shè)備的工作溫度也不斷提高[1-3], 為了保證設(shè)備能有足夠長的工作壽命并可以在高熱流下安全運(yùn)行, 必須可靠而經(jīng)濟(jì)地解決高溫設(shè)備的冷卻問題. 同時, 各種電子設(shè)備體積越來越小, 因此必須在足夠小的空間內(nèi)完成相當(dāng)大的熱流傳輸, 強(qiáng)化傳熱技術(shù)就顯得尤為重要[4-7]. 合成雙射流散熱技術(shù)具有良好的強(qiáng)化換熱效果及裝置結(jié)構(gòu)緊湊簡單、 成本低廉等特點(diǎn)[8-15], 與小型翅片的結(jié)合可以在充分發(fā)揮其小型化優(yōu)勢的同時強(qiáng)化換熱[16-18].

合成射流/雙射流散熱研究方面, Chaudhari等[19]研究了合成射流的沖擊傳熱特征. 發(fā)現(xiàn)與連續(xù)射流相比, 合成射流可以達(dá)到一個更好的電子設(shè)備冷卻能力[20-26]. Fanning 等[27]提出在電子器件冷卻方面, 合成射流已經(jīng)作為一種替代傳統(tǒng)穩(wěn)定射流的方法. Arik等[28]提出了一種合成射流嵌入式散熱器, 相比于相同體積的常規(guī)散熱器, 能夠增強(qiáng)兩倍的性能水平. 羅振兵在此基礎(chǔ)上發(fā)展了合成雙射流技術(shù), 除了輕質(zhì)、 小型、 低成本及無需額外氣源等優(yōu)點(diǎn)外, 還解決了合成射流存在的壓載失效問題,且由于其周期性吹吸以及漩渦對結(jié)構(gòu)的特性, 使得它在加強(qiáng)傳熱傳質(zhì)控制方面很有潛力[8-10,29].

復(fù)合翅片散熱研究方面, 韋香妮[30]研究表明翅片表面的粗糙化、 合理的肋片間隔、 高度都可以提高散熱性能. Ismail 等[31]研究發(fā)現(xiàn)湍流情況下穿孔翅片可以加強(qiáng)散熱器的散熱效果. 褚旭昭等[32]對扇形葉片、 圓形孔、 六邊形孔這3類復(fù)合結(jié)構(gòu)翅片散熱器進(jìn)行了仿真, 散熱面積是影響散熱效果的關(guān)鍵因素.

板翅式翅片是目前緊湊型高溫電子設(shè)備最常用的散熱器, 其散熱能力已難以滿足電子設(shè)備越來越高的熱流散熱要求. 基于縱向渦強(qiáng)化換熱理論, 提出合成雙射流與表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅組合散熱方法, 進(jìn)一步提升散熱性能, 以期解決緊湊型高溫電子設(shè)備的散熱難題.

1 模型與研究方法

1.1 幾何模型及計算方法

翅片物理模型及計算區(qū)域的幾何模型如圖1(a) 所示, 翅片長50 mm, 寬51 mm, 高10 mm, 肋片間距7.8 mm, 厚度2 mm, 并設(shè)計了強(qiáng)化換熱效果較好的菱形微凸起結(jié)構(gòu).圖1(b)為激勵器與翅片相對位置圖.

(a) Micro-convex structure and its arrangement(unit: mm)

(b) Relative positions of the actuator and the fin圖1 微凸起布置方式及激勵器與翅片位置Fig.1 Arrangement of micro-bumps and positions of actuators and fins

使用流體及熱力學(xué)領(lǐng)域十分成熟的商業(yè)計算軟件Fluent, 流體介質(zhì)為不可壓縮空氣. 模型采用RNGk-ε模型對合成雙射流與表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅片對流換熱過程進(jìn)行了數(shù)值模擬. 時間步長設(shè)置為射流周期的1/40, 因為射流頻率f=500 Hz, 故時間步長t=f/40=5×10-5s. 邊界條件設(shè)置為: 翅片為導(dǎo)熱壁面, 芯片為熱流密度q=5×103W/m2的恒定熱流面, 流體壁面為壓力出口, 激勵器兩個出口為速度入口條件, 速度條件見下式, 其中umax為速度峰值, 兩速度入口相位差間隔為180°.

1.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為了驗證數(shù)值計算網(wǎng)格數(shù)量的合理性, 設(shè)置了4種數(shù)量(4×105, 7×105, 1.1×106和1.5×106)的網(wǎng)格算例, 通過比較芯片表面全局平均溫度(如圖2所示), 發(fā)現(xiàn)算例網(wǎng)格數(shù)量大于7×105時, 芯片表面全局平均溫度基本相同. 下文的數(shù)值計算網(wǎng)格數(shù)量保持在1.1×106左右.

采用ANSYS FLUENT 17.0 workbench 軟件建模與網(wǎng)格劃分. 網(wǎng)格單元數(shù)量為(0.99～1.10)×106. 計算域及網(wǎng)格劃分如圖3所示,X為流向,Y為展向,Z為縱向. 流體區(qū)域計算尺寸為70 mm×51 mm×15 mm, 翅片尺寸與圖1一致. 網(wǎng)格尺度為0.1 mm, 在翅片區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化, 網(wǎng)格尺度為0.04 mm.

圖2 網(wǎng)格數(shù)量對芯片表面平均溫度的影響Fig. 2 Effect of the number of grids on the average temperature of the chip surface

(b) Front view

(c) Side view

(d) Global mesh in the computational domain

(e) Refined mesh of micro-convex composite fins圖3 計算域及網(wǎng)格劃分Fig. 3 Computational domain and meshing

2 數(shù)值結(jié)果及分析

2.1 翅片復(fù)合結(jié)構(gòu)對流動及換熱的影響

流動特性是影響強(qiáng)迫對流換熱效果的主要因素, 而翅片結(jié)構(gòu)的改變必然引起流動特性的變化, 本節(jié)對不同結(jié)構(gòu)翅片的內(nèi)部流動特性進(jìn)行了數(shù)值模擬, 結(jié)構(gòu)分別為表面菱形微凸起結(jié)構(gòu)及表面光滑結(jié)構(gòu). 合成雙射流參數(shù)保持一致,umax=20, 頻率f=500 Hz. 算例設(shè)置如表1所示.

表1 翅片構(gòu)型算例設(shè)置

圖4為達(dá)到熱平衡后, 肋片近壁面處微凸起肋片和光滑肋片表面的流線圖.圖4(a)中流線層次分明, 流動為層流結(jié)構(gòu). 從圖4(b)中可以看出, 肋片上微凸起前方的流線均沿著微凸起結(jié)構(gòu)在縱向上下曲折前進(jìn), 且沿著流向發(fā)展這種縱向的波動越劇烈.

(a) Streamline diagram of smooth fins

(b) Streamline diagram of rhombus-shaped micro-convex fins圖4 Y=22.5 mm截面處近壁面流線圖Fig. 4 Streamline diagram near the wall at the Y=22.5 mm section

圖5為達(dá)到熱平衡后, 翅片中間通道肋片表面的平均速度圖. 菱形微凸起肋片速度與光滑肋片相差不大, 但微凸起肋片表面速度變化更為劇烈.圖6為umax=20, 頻率f=500 Hz的正弦速度條件下數(shù)值計算得到的翅片中間通道肋片表面Y方向平均渦量圖, 從圖中可以看出, 菱形微凸起肋片Y方向渦量遠(yuǎn)大于光滑肋片, 微凸起結(jié)構(gòu)附近渦量大小為 1 500, 而光滑肋渦量主要集中在肋片根部, 大部分區(qū)域渦量僅為500.Y方向渦量可以增強(qiáng)肋片傳熱,Y方向渦量越大其縱向渦發(fā)展越好, 強(qiáng)化換熱性能越強(qiáng).

(a) Average velocity of smooth fins

(b) Average velocity of rhombus-shaped micro-convex fins圖5 Y=21.6 mm截面處近壁面平均速度圖Fig. 5 Average velocity near the wall at the Y=21.6 mm section

(a) Average vorticity of smooth fins

(b) Average vorticity of rhombus-shaped micro-convex fins圖6 Y=21.6 mm截面處近壁面平均渦量圖Fig. 6 Average vorticity near the wall at the Y=21.6 mm section

圖7為達(dá)到熱平衡后, 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)與光滑通道翅片表面(Z=2 mm)中心處(X=25 mm)的溫度分布曲線, 從圖中可以看出光滑通道翅片平均溫度為53 ℃, 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)平均溫度為48 ℃, 光滑通道翅片的溫降為52 ℃, 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)的溫降為57 ℃. 合成雙射流作用下, 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)比傳統(tǒng)光滑肋翅片的換熱增加 10%.

給出Nu關(guān)系式

式中,q=-λ(?T/?y)w為壁面局部熱流,hlocal為對流傳熱系數(shù),Tw為流體初始溫度,T∞為流體的體積平均溫度.圖8為圖7中X=25 mm處的Nu分布曲線圖. 從圖中曲線可以看出: 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)整體Nu大于光滑翅片表面, 兩種翅片兩側(cè)Nu相差不大, 但菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)中間區(qū)域Nu比光滑翅片高25%, 其分布規(guī)律與溫度分布規(guī)律一致.

圖7 合成雙射流作用下翅片表面中心處(X=25 mm)處的 溫度分布曲線圖Fig. 7 Temperature distribution curves at the center (X=25 mm) of the fin surface under the action of the dual synthetic jet

圖8 合成雙射流作用下翅片表面(Z=2 mm)中心處(X=25 mm)處的Nu分布曲線圖Fig. 8 Nu distribution curves at the center (X=25 mm) of the fin surface(Z=2 mm) under the action of the dual synthetic jet

2.2 合成雙射流驅(qū)動參數(shù)對流動及換熱的影響

驅(qū)動頻率是影響合成雙射流流動特性的主要因素, 驅(qū)動頻率通過改變合成雙射流流動特性, 進(jìn)而影響對流強(qiáng)化換熱效果. 選取菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)作為計算模型, 其結(jié)構(gòu)見圖9, 模型尺寸及網(wǎng)格劃分、 計算方法, 邊界條件同第1節(jié)一致, 算例設(shè)置如表2所示.

(a) Front view

(b) Side view圖9 菱形微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)圖Fig. 9 Structure diagram of the rhombus-shaped micro- convex composite structure

表2 驅(qū)動頻率算例設(shè)置

圖10為達(dá)到熱平衡后, 合成雙射流作用下翅片X=25 mm處截面縱向速度分布圖. 從圖中可以看出, 隨著頻率增加, 流動范圍不斷擴(kuò)大, 中間流體速度有所下降, 但兩側(cè)速度呈現(xiàn)先增大再降低的趨勢.圖11為圖10截面處Z=2 mm線上的速度分布, 從圖中可以看出, 在100～300 Hz之間, 隨著頻率增加, 中間通道射流速度稍有降低(從3.5 m/s逐漸降低至2 m/s), 但兩側(cè)射流速度從無到有(從0 m/s增大為0.2 m/s), 形成這種速度分布的原因: 低頻時合成雙射流更類似于定常射流, 射流集中在中間, 沒有充分發(fā)揮出合成雙射流卷吸周圍流體, 促進(jìn)流動、 擴(kuò)大流動范圍的能力; 在400～500 Hz之間, 中間通道射流速度相比低頻時進(jìn)一步降低(從2 m/s逐漸降低至1.5 m/s), 兩側(cè)射流速度進(jìn)一步增加(從0.2 m/s增大為0.5 m/s), 形成這種速度分布的原因: 在該頻率下, 合成雙射流充分發(fā)揮了卷吸周圍流體、 擴(kuò)大流動范圍的能力; 在 600～800 Hz之間, 隨著頻率增加, 中間通道射流略有降低(從1.5 m/s下降至0.8 m/s), 兩側(cè)射流速度有所下降(從0.5 m/s降低為0.3 m/s), 形成這種速度分布的原因: 高頻時合成雙射流兩個出口間相互卷吸, 限制射流速度發(fā)展, 使得整體速度降低.

圖12為達(dá)到熱平衡后, 合成雙射流作用下Z=2 mm截面處翅片表面溫度云圖. 從圖中可以看出低頻時(100～300 Hz), 溫度分布沿展向(Y方向)較不均勻; 隨著頻率提高(400～500 Hz), 中間通道溫度有所提高, 但兩側(cè)溫度大幅度降低, 整體溫度分布均勻; 隨著頻率進(jìn)一步增大(600～800 Hz), 溫度分布沿流向(X方向)呈現(xiàn)較不均勻的左側(cè)低右側(cè)高.

圖13為圖12流向(X方向)中心線上的溫度分布曲線, 從圖中可以看出頻率為100～300 Hz時, 其中間通道中心線上的溫度為40～42 ℃, 散熱效果較好, 但兩側(cè)通道中心線上的溫度為56～58 ℃, 散熱效果較差, 溫度分布極不均勻; 在頻率為400～ 500 Hz時, 其中間通道中心線上的溫度為43～45 ℃, 散熱效果與100～300 Hz時差距較小, 兩側(cè)通道中心線上的溫度為48～50 ℃, 散熱效果與中間通道相差較小, 溫度分布最為均勻; 在頻率為600～800 Hz時, 其中間通道與兩側(cè)通道中心線上的溫度基本一致, 分布在52～55 ℃之間, 隨著頻率增加, 溫度升高.

分析可知, 低頻時射流過于集中, 射流范圍較小, 形成極不均勻的溫度分布, 不利于散熱; 且高頻時合成雙射流兩出口間相互卷吸, 限制射流速度及沖程, 整體散熱效果較差; 故激勵器驅(qū)動頻率在500 Hz時, 合成雙射流作用下表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅片具有均勻的溫度分布以及最佳的散熱效果.

為了研究驅(qū)動電壓對流動與換熱的影響, 進(jìn)行激勵器射流速度對流動與換熱的數(shù)值模擬工作. 本節(jié)數(shù)值模擬翅片、 激勵器出口計算模型與第1節(jié)一致. 由上文可知合成雙射流激勵器驅(qū)動頻率f為500 Hz時, 強(qiáng)化換熱效果最佳, 算例設(shè)置如表3所示.

圖10 不同頻率合成雙射流作用下翅片X=25 mm處截面縱向速度分布圖Fig. 10 Longitudinal velocity distribution of the fin at X=25 mm under the action of dual synthetic jets with different frequencies

圖11 不同頻率合成雙射流作用下翅片X=25 mm處截面Z=2 mm線上的縱向速度分布圖Fig. 11 Longitudinal velocity distribution on the line Z=2 mm of the fin at X=25 mm under the action of dual synthetic jets with different frequencies

圖12 不同頻率合成雙射流作用下翅片表面(Z=2 mm)溫度云圖Fig. 12 Temperature distribution of fin surface (Z=2 mm) under the action of dual synthetic jets with different frequencies

圖13 不同頻率合成雙射流作用下翅片表面(Z=2 mm) 中心處(X=25 mm)的溫度分布曲線Fig. 13 Temperature distribution curves at the center (X=25 mm) of the fin surface (Z=2 mm) under the action of dual synthetic jets with different frequencies

表3 射流速度算例設(shè)置

為了探究射流速度對流動過程的影響, 截取翅片X方向中心截面速度開展流動影響研究,圖14為達(dá)到熱平衡后,umax分別為5, 10, 20, 40 m/s時, 翅片X=25 mm處截面縱向速度分布圖. 從圖中可以看出, 隨著射流速度增加, 截面處流體流動范圍不斷擴(kuò)大, 流體速度不斷增大, 呈現(xiàn)中間高兩側(cè)低的趨勢.

(a) umax=5 m/s

(b) umax=10 m/s

(c) umax=20 m/s

(d) umax=40 m/s圖14 不同速度合成雙射流作用下X=25 mm 截面處的速度分布Fig. 14 Velocity distribution at X=25 mm section under the action of dual synthetic jets with different velocities

圖15為圖14截面處Z=2 mm線上的速度分布, 從圖中可以看出, 在umax=5 m/s時, 中間射流峰值速度為0.1 m/s, 兩側(cè)射流速度趨近于零; 在umax=10 m/s時, 中間射流峰值速度為0.4 m/s, 兩側(cè)射流速度為0.1 m/s; 在umax=20 m/s時, 中間射流峰值速度為1.4 m/s, 兩側(cè)射流速度為0.4 m/s; 在umax=40 m/s時, 中間射流峰值速度為3.6 m/s, 兩側(cè)射流速度為1.5 m/s. 根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知, 隨著umax的增大, 翅片通道內(nèi)流體的流動范圍不斷擴(kuò)大, 速度也隨之增加. 但射流出口速度umax與通道內(nèi)流體速度之間不是線性關(guān)系,umax越大, 通道內(nèi)流體速度幅值相較于umax衰減得更多.

圖16為達(dá)到熱平衡后,umax分別為5～40 m/s時, 合成雙射流作用下Z=2 mm 截面處翅片表面溫度云圖, 從圖中可以看出速度為5 m/s時, 靠近合成雙射流出口側(cè)溫度梯度極大, 溫度分布沿流向(X方向)極不均勻, 合成雙射流出口附近溫度為45 ℃, 其余2/3區(qū)域溫度在75 ℃以上, 合成雙射流強(qiáng)化換熱效果極差; 速度為10 m/s時, 靠近合成雙射流出口側(cè)溫度梯度較大, 大部分區(qū)域溫度在60～65 ℃之間, 合成雙射流強(qiáng)化換熱效果有所改善; 速度為20 m/s時, 靠近合成雙射流出口側(cè)溫度分布差距進(jìn)一步減小, 大部分區(qū)域溫度在40～50 ℃ 之間, 合成雙射流強(qiáng)化換熱效果較好; 速度為40 m/s時, 全局溫度分布差異極小, 大部分區(qū)域溫度在 35～40 ℃之間, 合成雙射流強(qiáng)化換熱效果更好.

圖15 不同速度合成雙射流作用下翅片X=25 mm截面處 Z=2 mm線上的縱向速度分布圖Fig. 15 Longitudinal velocity distribution on the Z=2 mm line at the X=25 mm section of the fin under the action of dual synthetic jets with different velocities

圖16 不同速度合成雙射流作用下翅片表面(Z=2 mm)溫度云圖Fig. 16 Temperature distribution of fin surface (Z=2 mm) under the action of dual synthetic jets at different speeds with different velocities

圖17為圖16流向(X方向)中心線上的溫度分布曲線, 從圖中可以看出umax=5 m/s時, 其通道中心線上的溫度為76～79 ℃, 相較于冷卻前(T=105 ℃), 溫度下降了26～29 ℃; 在umax=10 m/s 時, 其通道中心線上的溫度為60～67 ℃, 相較于冷卻前(T=105 ℃), 溫度下降了38～45 ℃; 在umax=20 m/s時, 其通道中心線上的溫度為45～54 ℃, 相較于冷卻前(T=105 ℃), 溫度下降了51～60 ℃; 在umax=40 m/s時, 其通道中心線上的溫度為35～43 ℃, 相較于冷卻前(T=105 ℃), 溫度下降了62～70 ℃.

圖17 不同速度合成雙射流作用下翅片表面(Z=2 mm) 流向中心線(Z=25 mm)的溫度分布曲線Fig. 17 Temperature distribution curves of the fin surface (Z=2 mm) at the centerline (Z=25 mm) under the action of dual synthetic jets with different velocities

從以上數(shù)據(jù)可以看出, 隨著合成雙射流速度增大, 強(qiáng)化換熱效果不斷增加, 但是其收益不斷降低. 從5 m/s提升至10 m/s, 最高溫度由70 ℃降至61 ℃, 降幅由35 ℃增加至44 ℃; 從10 m/s提升至20 m/s, 最高溫度由61 ℃降至50 ℃, 降幅由44 ℃ 增加至55 ℃; 從20 m/s提升至40 m/s, 最高溫度由50 ℃降至40 ℃, 降幅由55 ℃增加至65 ℃. 但溫降與射流速度并不是線性關(guān)系,圖18為溫降幅值與射流速度的關(guān)系曲線圖, 隨著射流速度增加, 溫降幅值增長速率變緩. 但其所消耗的功率卻不斷提升, 由驅(qū)動電壓對合成雙射流激勵器能量轉(zhuǎn)換效率影響的研究可知, 隨著電壓提升其能量轉(zhuǎn)換效率是不斷降低的[18].

圖18 不同射流速度對應(yīng)的溫降幅值曲線圖Fig.18 Curve of temperature drop amplitude corresponding to different jet velocities

結(jié)合溫度分布及速度分布可知, 合成雙射流強(qiáng)化換熱效果與射流速度不是簡單的線性關(guān)系, 隨著射流速度逐漸增加, 溫度下降幅值與速度增加的比值是不斷降低的. 且隨著合成雙射流速度增加, 激勵器消耗功率也不斷上升, 增加驅(qū)動電壓峰值, 雖然增大了射流速度, 但激勵器的最大能量轉(zhuǎn)換效率卻降低了[18]. 可以根據(jù)系統(tǒng)需求選取合適的驅(qū)動電壓, 獲得適當(dāng)?shù)纳淞魉俣?

3 結(jié)論

為解決板翅式翅片強(qiáng)化換熱能力有限的問題, 基于縱向渦強(qiáng)化換熱理論, 提出了合成雙射流與表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅主被動組合散熱方法, 并對翅片表面渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)以及合成雙射流參數(shù)對換熱性能影響進(jìn)行了數(shù)值模擬研究. 主要結(jié)論如下:

(1)在umax=20 m/s、 頻率f=500 Hz條件的合成雙射流作用下, 表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅片的肋片附近Y方向渦量是傳統(tǒng)光滑肋片的2倍以上, 換熱性能增加10%.

(2)對激勵器參數(shù)進(jìn)行研究時, 發(fā)現(xiàn)激勵器驅(qū)動頻率在500 Hz時, 合成雙射流作用下表面微凸起復(fù)合結(jié)構(gòu)翅片具有均勻的溫度分度以及最佳的散熱效果. 射流峰值速度幅值在20 m/s時溫度分布在40～50 ℃之間, 滿足大部分電子設(shè)備及系統(tǒng)散熱需求情況下, 強(qiáng)化換熱效率較高.

致謝本文受到國家自然科學(xué)基金(11872374, 11572349)資助.