摘要：针对发热元件的热流密度越来越高所导致的散热问题成为制约微小型电子器件发展的瓶颈，将轻型零质量合成双射流技术应用于空调外机控制器以探索其热管理能力，通过数值模拟对翅片结构进行了改进，比较了原始翅片、改进翅片、合成双射流与原始翅片组合散热的散热效果，结果表明：翅片高度和厚度的增加均能强化换热；与原始翅片相比，改进翅片、实例1(加合成双射流)、实例4(加合成双射流)散热效率分别提高10.88%，20.70%和26.58%，说明组合散热效果更好；在组合散热及合成双射流作用下翅片间出现涡对，增强了空气掺混，对流换热增强，且射流湍流度越高，散热性能越强．最后对原始翅片和组合散热开展了红外实验，验证了合成双射流散热的高效性和可行性．
关键词：合成双射流；组合散热；翅片；强化换热；电子元器件
在全球气候变暖的大背景下，人们工作生活对空调的依赖性越来越高，尤其是高性能计算中心等发热量高的场所，须要空调全年制冷运行以保证服务器高性能运行所需的温度环境．对于某家用空调外机控制器，当持续高温运行时，它的主要发热元件会产生较多热量导致热失效，因此须要寻求一种高效的散热技术对其进行散热．散热技术根据带走热量的方式，可分为被动散热和主动散热，被动散热中翅片散热应用最多．目前关于翅片散热的研究主要是翅片结构和形状，结构参数中翅片高度影响最大，翅片厚度最小，不同翅片形状散热效果不同．主动散热包括强制风冷、水冷、合成射流(synthetic jet，SJ)等多种方式，散热性能优于被动散热．合成射流是非定常湍流，不少研究者对合成射流的强化换热性能进行了研究，发现冲击合成射流最大冷却效果可达理论值的64%；当雷诺数相同时，其传热效率是连续定常射流的3倍．与合成射流相比，文献18提出的合成双射流(dual synthetic jet，DSJ)技术散热能力更强，由两个出口、一个调流滑块、两个腔体共用一个振动膜组成，该技术射流能力强，速度大，具有矢量功能，有利于发光二极管(LED)灯等有限空间内的电子元件冷却．将合成射流与散热器组合进行散热，芯片温度可下降15℃，散热效果强于二者单独散热时的情况，且射流吹在翅片上的散热效果更好．本研究以空调外机控制器为模型，通过数值模拟分析了翅片结构参数改变对翅片散热器的影响，重点研究了合成双射流与翅片组合散热时的散热性能，并开展了红外实验，充分证明了合成双射流散热的高效性和可行性，有利于实现日益增加的电子元器件散热需求，符合其微型化发展的趋势．
01 数值方法
1.1 计算模型与求解设置
如图1所示，本研究的物理模型包括电路板、四个发热元件(整流桥、快恢复二极整流管、智能功率模块、超快二极管)及翅片散热器．工作时，发热元件产生的热量通过热传导传递给翅片，翅片通过热对流将热量传递给空气．计算采用稳态传热模拟，因此可采用非结构网格进行网格划分，图1模型划分出的网格数量较多，为了提高效率，在保证计算精度的情况下，只保留翅片散热器及其与发热元件的接触面．翅片与流体交界处附近划分了三层边界层网格，进行加密处理，第一层边界层网格高度为 0.15 mm，对应的无量纲壁面距离 y+=7.57．网格数约为357万，边界条件见图 2．
1.2 数值方法验证
保持其他条件参数不变，改变网格尺寸，得到三套不同粗细的网格．表1显示了芯片最高温度随网格数目的变化，可以看到在不同网格数目下芯片最高温度变化不大．为保证计算精度，选择细网格进行数值计算．仿真结果如图3(b)所示，最高温度为 104.55℃，仿真与实验最高温度误差仅为 0.03%(实验结果将在 3.4节给出)，验证了计算模型的准确性．
02 翅片散热
2.1 原始翅片模型
模型简化前后仿真结果如图 3所示，将发热元件简化为面热源后对模型温度影响很小，最高温度仅相差 1.09%，说明本模型采用面热源进行计算是合理的．从图3(b)中可以看出：发热元件中智能功率模块具有最高温度(104.55℃)，整流桥模块具有最低温度(76.64℃)；四个发热模块的温度高于其他部位，并沿翅片高度方向温度逐渐降低；离发热元件越近温度越高，远离发热元件的温度越来越低；由于翅片散热器较高侧具有三个发热元件，因此温度要高于翅片散热器较低侧．
2.2 翅片结构参数对散热器散热性能的影响
由 2.1节知芯片最高温度为 104.55℃，超过了芯片稳定持续工作的最高温度 85℃．为了降低发热元件温度，提高散热器散热性能，在原始模型的基础上对翅片结构参数进行分析．选取翅片高度和厚度两个变量，考虑到安装空间的大小，分别增加 5，10，15 mm的高度；翅片厚度分别为 0.7，0.8，0.9 mm，具体参数见表2(表中：δ为翅片厚度；ΔH 为Y方向翅片高度，翅片高度取值按照图 3中 9根肋片从左到右排序(1～9))．最高温度(tmax)随增加的翅片高度和厚度的变化如图 4和图 5所示．
从图4可以看出：翅片高度增加，温度逐渐降低，且降低幅度逐渐变小，这是因为高度增加，对流区域增大，翅片散热性能增强，随着高度继续增加，内部热阻增大，翅片间的空气流速减小，对流换热系数减小，散热增强的趋势减小．从图5可以看出：翅片厚度对翅片散热器的影响不大，翅片厚度增加，温度逐渐降低，但降低幅度不大．这是因为翅片厚度的增加导致热传导增强，增强了散热效果，但同时翅片厚度增加会影响翅片间的对流换热效果，二者相互制约，使得温度降低幅度较小．结合图4和图5可知实例4(翅片高度增加 15 mm、翅片厚度1 mm)散热器散热效果最好，此时翅片散热器最高结温为 93.17℃，与实例1相比降低了 11.38℃，散热效率提高10.88%，降低了发热模块的最高温度，散热性能得到提高，但依然高于芯片稳定持续工作的最高温度 85℃，须要寻求其他散热方式以达到降温效果目标．03 合成双射流与翅片组合散热
3.1 组合散热模型与求解设置
本节在2.1节的基础上，增加合成双射流激励器，将合成双射流与翅片组合(实例1(加合成双射流)、实例4(加合成双射流))对发热元件进行散热，激励器与翅片之间的距离保持3 cm不变，射流出口1与翅片顶端对齐．为节约空间，激励器其余部分采用朝上布置方式．考虑到翅片宽为 66 mm，即须要进行散热的区域相对较大，且智能功率模块所在流道有三个发热元件，温度高，故激励器采用一长一短两个射流出口，即对智能功率模块所在流道采用强射流，对超快二极管所在流道采用弱射流．合成双射流激励器及具体布置方式如图 6所示．合成双射流激励器尺寸为58 mm×56 mm×9 mm，射流出口1和射流出口2尺寸分别为40 mm×2 mm×7 mm和20 mm×2 mm×4 mm．网格模型只保留激励器出口、翅片散热器及其与发热元件的接触面，采用结构网格进行网格划分．射流出口及翅片交界面进行加密处理，外流场计算区域为155 mm×100 mm×100 mm(长×宽×高)．组合散热边界条件见图 7．假设流场气体不可压，计算模型采用激励器出口流动模型．计算为三维瞬态计算，选用SST k-ω湍流模型并选择能量方程，合成双射流出口定义为速度入口条件，采用用户自定义的速度函数：
（1）
其余设置与1.1节相同．迭代计算、连续性方程、能量方程的残差值均设为1×10-6．合成双射流流场所用频率为500 Hz，时间步长为 2.5×10-5 s，为保证数值模拟能达到动态稳定，至少模拟50个振动周期．
3.2 流场
图8为实例1与合成双射流组合散热流场分布，可以看到合成双射流在翅片间的流动状态，图中：x，y，z为流向、垂直流向和垂直于xy平面的方向．垂直流向情形下，翅片之间均可以看到旋涡，但翅片高、低侧旋涡强度不同，这是采用不同射流强度的缘故．翅片限制了合成双射流的发展，使得旋涡呈扁圆状，如图8(a)所示．图8(b)为流向位置Y=0.066 m处，此时射流出口2处于吹程，射流出口1处于吸程，通过交替吸入和排出流体，两出口分别形成两股射流，在向下游迁移过程中二者相互作用，同时卷吸周围流体，最终融合成一股新的合成射流．射流最大速度位于出口处，从射流出口到远离出口，能量逐渐耗散，速度不断减小．由于激励器采用一长一短两个出口，两出口的速度大小并不对等，因此长出口的峰值速度要小于短出口的峰值速度．
3.3 温度场
图9为实例1与合成双射流组合散热温度分布，最高温度为82.91℃．图9(a)中沿翅片高度方向，温度逐渐降低，与 2.1节所述现象一致．由于三维热传导和热对流作用，因此翅片之间观察到热边界层现象，不利于散热．合成双射流的存在扰乱了热边界层．垂直流向下，旋涡涉及的区域热边界层被破坏，温度迅速降低，散热增强，射流湍流度越高，散热效果越明显；沿流向情形下，射流不断向下游发展，射流到达的区域热边界层变薄，低温区域逐渐扩散．这是因为合成双射流具有一定的速度，当合成双射流激励器工作时，吹程流体向外发展，带走了翅片表面大部分热量，空气掺混加强，热边界层被破坏，加快了热对流，温度降低更快且更加均匀；同时，吸程腔体吸入周围空气，流动增强．两出口交替吸入、排出流体的过程中，沿途翅片的部分热量被带走，达到降温的效果，如图9(b)所示．图10为翅片顶部温度分布趋势图，结果表明：在实例1、实例4、实例1(加合成双射流)、实例4(加合成双射流)四种工况下，分别有对应的翅片高、低侧温度分布趋势相同．在翅片较高侧均观察到三个温度峰值，沿x方向分别位于整流桥、快恢复二极整流管、智能功率模块；在翅片较低侧观察到一个温度峰值，位于超快二极管．与实例1相比，实例4、实例1(加合成双射流)、实例 4(加合成双射流)散热性能分别提高 10.88%，20.70%和 26.58%，均能达到更好的散热效果，其中实例1(加合成双射流)和实例4(加合成双射流)最高温度分别为 82.91℃和 76.76℃，均低于 85℃，散热更为高效，满足目标温度要求．翅片较高侧的温降大于翅片较低侧，这是因为射流出口长短不同，导致射流强度不同，翅片较高侧射流强度大于翅片较低侧，这与图8中观察到的现象一致．
3.4 仿真与实验结果对比
对实例1(加合成双射流)进行红外实验验证，实验所用模型与仿真模型相同．实验装置主要由加热装置和红外热像仪实验装置组成．加热装置包括四个加热片、三个直流电源、一个翅片散热器．加热片黏附在翅片上，接通直流电源，加热片发热并通过热传导将热量传给翅片，以此来模拟芯片发热过程．实验中直流电源提供给各加热片的加热功率分别为 21.64，9.58，9.58，5.36 W，环境温度为 20℃．给加热片加热，当其温度稳定时，启动合成双射流激励器对其进行散热．红外热像仪测量误差为±0.01℃，表面发射率设定为0.6，用来显示各加热片的温度信息，红外热像仪显示温度与热电偶测量温度一致．对比图11(a)和(b)知加合成双射流激励器后温度下降显著，智能功率模块温降最大，达21.70℃．这是因为射流喷出后，出口附近会形成涡对，在向下游发展的过程中卷吸环境流体，此时射流湍流程度高，破坏热边界层的能力强，散热效果更好；随着射流进一步向下游发展，射流渐渐耗散，散热能力减弱，因此温降从大到小依次为智能功率模块、快恢复二极整流管、整流桥．对智能功率模块所在流道采用强射流，超快二极管所在流道采用弱射流，翅片较高侧整体换热能力强于较低侧，但因翅片较低侧只有一个发热元件，散热面积更大，加上射流耗散程度的影响，使得超快二极管散热能力介于快恢复二极整流管与整流桥之间．表3为实例1和实例1(加合成双射流)两种工况下各模块仿真与实验的平均温度对比，结果表明两种情况下仿真与实验均存在误差．实例1仿真与实验最大温差为4.74℃，误差为5.36%，位于快恢复二极整流管；最小温差为1.49℃，误差为1.95%，位于整流桥．实例1(加合成双射流)最大温差为 9.85℃，误差为 18.88%，位于整流桥；最小温差为0.26℃，误差为 0.42%，位于超快二极管．可以发现：除了组合散热时整流桥误差较大外，其余模块平均温度均在误差范围内．这主要是因为实验受外界环境等因素影响，当射流发展到较远区域时，与实际射流相比，仿真时该射流强度更大，影响范围更大，散热效果更好．对比发现仿真工况下加激励器前后的平均温降大于实验工况下加激励器前后的平均温降，说明合成双射流实际散热效果低于仿真时的散热效果，但实验时平均温降最大达19.72℃，最小达15.92℃，充分验证了合成双射流散热的高效性，说明利用合成双射流激励器进行散热是可行的．
04 结论
本研究采用数值模拟与实验相结合的方法，对翅片散热、合成双射流激励器与翅片组合散热进行了分析．仿真结果表明：随着翅片高度、厚度增加，发热元件温度逐渐降低；实例4、实例1(加合成双射流)、实例4(加合成双射流)最高温度分别为 93.17，82.91和76.76℃，与实例1相比，温度分别降低了 11.38，21.64和 27.79℃，散热效率分别提高10.88%，20.70%和26.58%，极大地增强了散热效果．实验结果表明：实例1(加合成双射流)最高温度为 82.82℃，与仿真最高温度接近，各模块温降从大到小依次为智能功率模块、快恢复二极整流管、超快二极管、整流桥，这与射流强弱和散热面积大小有关；实验时实例1及实例1(加合成双射流)平均温降最大达19.72℃，最小达15.92℃，充分说明了合成双射流散热的高效性和可行性．
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