摘要 采用數(shù)值模擬的方法，研究脈動(dòng)流作用下翅片散熱器的散熱效果，分析脈動(dòng)振幅和脈動(dòng)頻率對(duì)散熱性能的影響。結(jié)果表明：脈動(dòng)流能增強(qiáng)翅片散熱器的散熱效果;隨著脈動(dòng)振幅增大，瞬時(shí)換熱性能和瞬時(shí)阻力性能波動(dòng)越來(lái)越強(qiáng)，平均換熱性能和平均阻力性能增加;存在最佳振幅使綜合換熱性能最高;隨著脈動(dòng)頻率增大，瞬時(shí)換熱性能變化不大，平均換熱性能逐漸減小;瞬時(shí)阻力性能波動(dòng)劇烈且波動(dòng)幅值增大，平均阻力性能減小;存在最佳頻率使綜合換熱性能最高。

　　關(guān) 鍵 詞 翅片散熱器;電子器件;脈動(dòng)流;強(qiáng)化傳熱;數(shù)值模擬

　　0 引言

　　隨著電子及通訊技術(shù)的迅速發(fā)展，高性能芯片和集成電路的使用越來(lái)越廣泛。而電子器件芯片的功率不斷增大體積逐漸縮小，使其散熱問(wèn)題日益突出，因此，保證電子設(shè)備在安全溫度下運(yùn)行非常關(guān)鍵。近年來(lái)，利用脈動(dòng)流技術(shù)強(qiáng)化通道內(nèi)流體的傳熱和傳質(zhì)性能得到研究者的廣泛關(guān)注。潘朝峰等[2]總結(jié)了脈動(dòng)流的發(fā)生形式和脈動(dòng)強(qiáng)化換熱機(jī)理。

　　文獻(xiàn)[3-4]通過(guò)數(shù)值模擬研究了脈動(dòng)流對(duì)帶凹槽通道換熱的影響，得出脈動(dòng)速度使凹槽中的旋渦周期性的脫落，增強(qiáng)了凹槽中流體與主流體的摻混，從而得出脈動(dòng)流對(duì)凹槽通道起到強(qiáng)化傳熱的結(jié)果。文獻(xiàn)[5-7]研究了脈動(dòng)流對(duì)帶有縱向渦流發(fā)生器矩形通道內(nèi)的對(duì)流傳熱問(wèn)題，發(fā)現(xiàn)脈動(dòng)振幅和頻率對(duì)流動(dòng)和換熱影響較大。楊志超等[8]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和模擬研究脈動(dòng)流對(duì)三角凹槽通道內(nèi)的流動(dòng)與換熱的影響，結(jié)果表明：存在一個(gè)使強(qiáng)化傳熱效果最好的最佳脈動(dòng)頻率。

　　Armin等[9]對(duì)圓柱體脈動(dòng)流動(dòng)中的非穩(wěn)態(tài)傳熱動(dòng)力學(xué)進(jìn)行研究，得出傳熱動(dòng)力學(xué)受多個(gè)時(shí)間尺度的控制。Akdag等[10]對(duì)脈動(dòng)納米流體在波紋通道中進(jìn)行研究，得出在脈動(dòng)流下納米顆粒換熱增強(qiáng)的結(jié)果。Zamzari等[11]對(duì)水平通道內(nèi)脈動(dòng)流熵產(chǎn)與換熱的數(shù)值研究，得出脈動(dòng)頻率和振幅對(duì)熵產(chǎn)有強(qiáng)烈的影響。Zhang等[12]研究了3種脈動(dòng)形式對(duì)微通道散熱器傳熱的影響，得出正弦波作用下的傳熱系數(shù)最高。Naphon等[13]利用脈動(dòng)流和磁場(chǎng)對(duì)螺旋波紋管中TiO2-水納米流體對(duì)流換熱的影響，得出組合傳熱提高了熱性能。Yang等[14]對(duì)蒸發(fā)器內(nèi)兩相脈動(dòng)流動(dòng)的傳熱測(cè)量及流型可視化進(jìn)行研究，結(jié)果表明在短周期的脈動(dòng)流中，可以最大限度地提高傳熱。

　　可以看出，脈動(dòng)流強(qiáng)化傳熱已受到廣泛研究，但在翅片散熱研究方面的成果相對(duì)較少。本文將脈動(dòng)流用于電子器件冷卻，能豐富脈動(dòng)流的應(yīng)用范圍，指導(dǎo)實(shí)際應(yīng)用。

　　1 散熱器模型及計(jì)算方法

　　1.1 物理模型

　　將散熱器置于一矩形通道中，如圖1所示，空氣由左向右流過(guò)散熱器。散熱器底部基板中間部位為發(fā)熱元件。散熱器結(jié)構(gòu)及尺寸如圖2所示。通道及散熱器尺寸列于表1。需要說(shuō)明的是，散熱器基板的寬與通道的寬相等，翅片頂端到通道上底板之間的間隙為2 mm。

　　1.2 計(jì)算方法

　　分析脈動(dòng)流作用下散熱器的對(duì)流散熱效果，采用的控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程，具體描述如下：

　　1)連續(xù)性方程為

　　[ρ?ui?xi=0]， (1)

　　2)動(dòng)量方程為

　　[ρ??xj(uiuj)=-?p?xi+μ??xj(?ui?xj)]， (2)

　　3)能量方程為

　　[ρ??xjujT=λcp??xj(?T?xj)]， (3)

　　式中：ρ為密度，kg/m3;ui，uj分別為i和j方向上的速度分量，m/s;xi，xj分別為i，j方向的坐標(biāo);μ為動(dòng)力粘度，Pa·s;p 為壓力，Pa;T為溫度，K;λ為導(dǎo)熱系數(shù)W/(m·K);cp為流體的定壓比熱流，J/(kg·K)。

　　控制方程的求解采用SIMPLE算法。邊界條件設(shè)置：給定進(jìn)口溫度和脈動(dòng)風(fēng)速，風(fēng)速計(jì)算式為uin =u0+Asin(2πft)，式中uin為矩形通道進(jìn)口速度，u0為穩(wěn)流時(shí)的進(jìn)口速度，A為脈動(dòng)振幅，f為脈動(dòng)頻率，t為時(shí)間。底面為等熱流密度邊界條件，熱流密度為q =1.0×105 W/m2，通道兩外側(cè)壁面設(shè)為絕熱邊界條件。

　　計(jì)算中用到的參數(shù)定義如下：

　　[Re=ρuDhμ]， (4)

　　[Nu=hDhλ]， (5)

　　[f=2ΔPρu2lDhL]， (6)

　　式中：Dh為通道橫截面當(dāng)量直徑，m;h為矩形通道內(nèi)對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)，h=q/ΔT;L為流動(dòng)方向總長(zhǎng)度，m;Δp為進(jìn)出口壓力差;溫差ΔT取代數(shù)平均溫差。

　　無(wú)量綱瞬時(shí)強(qiáng)化換熱因子Eh和瞬時(shí)阻力因子Ef定義為

　　[Eh=NuunNus] ， (7)

　　[Ef=funfs] ， (8)

　　式中：下標(biāo)s表示穩(wěn)流下的平均值;下標(biāo)un表示脈動(dòng)工況下瞬時(shí)值。

　　一個(gè)脈動(dòng)周期內(nèi)平均強(qiáng)化換熱因子Ehav和平均阻力因子Efav分別為

　　[Ehav=1T0TEhdt] ， (9)

　　[Efav=1T0TEfdt]。 (10)

　　綜合強(qiáng)化換熱因子η定義為

　　[η=EhavEfav13]。 (11)

　　無(wú)量綱量時(shí)間τ定義為

　　[τ=t/T]， (12)

　　式中：t為當(dāng)前時(shí)間;T為脈動(dòng)周期。故τ表示脈動(dòng)周期數(shù)量。在后續(xù)分析中，待流動(dòng)與傳熱達(dá)到周期穩(wěn)定后，分析一個(gè)周期內(nèi)的流動(dòng)與換熱特性。

　　2 模型驗(yàn)證

　　采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，散熱器網(wǎng)格局部加密，散熱器網(wǎng)格劃分如圖3所示。不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)發(fā)熱元件的平均溫度Tav如圖4所示。可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)在大約6.1×105時(shí)，得到網(wǎng)格獨(dú)立性解。

　　為了驗(yàn)證模型的正確性，按本文的模擬方法對(duì)文獻(xiàn)[8]中的分段式平直翅片的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。模擬的模型尺寸和邊界條件與文獻(xiàn)[8]一致，即散熱器肋長(zhǎng)70 mm，肋寬62.8 mm，肋高30.4 mm，肋厚1 mm，肋間距2.04 mm，基板厚4 mm，流道數(shù)19個(gè)，散熱器肋長(zhǎng)分為相等的4段，縫寬2.5 mm，功率為30 W。模擬的實(shí)驗(yàn)得到的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)h，如圖5所示。可以看出，兩者的誤差小于5%，證明模型可靠。

　　3 結(jié)果與討論

　　主要分析脈動(dòng)振幅A和脈動(dòng)頻率f對(duì)分段式平直翅片散熱器散熱性能的影響。研究過(guò)程中，脈動(dòng)速度的平均速度取固定值5 m/s。脈動(dòng)振幅的取值包括1 m/s、2 m/s、3 m/s和4 m/s等4種情況;脈動(dòng)頻率的取值包括1 Hz，2 Hz，2.5 Hz，3.2 Hz，4 Hz和5 Hz等6種情況。分析脈動(dòng)振幅的影響時(shí)，脈動(dòng)頻率取1 Hz，分析脈動(dòng)頻率的影響時(shí)，脈動(dòng)振幅取4 m/s。

　　首先按照穩(wěn)態(tài)過(guò)程模擬，待迭代收斂后轉(zhuǎn)為非穩(wěn)態(tài)模擬。模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)，大約經(jīng)過(guò)8個(gè)周期后，脈動(dòng)流散熱達(dá)到周期性穩(wěn)定。在后續(xù)分析中，對(duì)第9個(gè)周期內(nèi)的流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行分析。

　　3.1 脈動(dòng)振幅對(duì)散熱器性能的影響

　　圖6所示為1個(gè)周期內(nèi)，通道出口空氣平均溫度隨時(shí)間的變化。可以看出，平均溫度近似呈正弦函數(shù)變化，但是，變化方向與速度相反，即速度增加則出口溫度降低，反之亦然。前半周期出口溫度變化很小，后半周期變化較大。隨著脈動(dòng)振幅的增大，出口溫度波動(dòng)越大。

　　圖7～圖9分別所示為1個(gè)周期內(nèi)，脈動(dòng)振幅對(duì)換熱性能、阻力性能和綜合換熱性能的影響。可以看出，瞬時(shí)強(qiáng)化換熱因子Eh呈正弦函數(shù)變化，且脈動(dòng)振幅A越大，Eh的振幅也越大。平均強(qiáng)化換熱因子Ehav大于1，表明與均勻流相比，脈動(dòng)速度能增強(qiáng)對(duì)流傳熱，且脈動(dòng)振幅越大，強(qiáng)化換熱效果越好，但隨著振幅增加，Ehav增幅下降;阻力變化與出口溫度變化相似，但隨著振幅的增加，Efav增幅提高;脈動(dòng)流作用下，綜合換熱因子η>1，且隨著脈動(dòng)振幅的增大，η先增大后減小，在振幅A=3 m/s時(shí)達(dá)最大值。

　　3.2 脈動(dòng)頻率對(duì)散熱性能的影響

　　圖10所示為一個(gè)脈動(dòng)周期內(nèi)，不同脈動(dòng)頻率時(shí)通道出口空氣平均溫度隨時(shí)間的變化。可以看出，隨著脈動(dòng)頻率的增加，出口平均溫度的波動(dòng)最大值逐漸減小。這是由溫度變化的滯后現(xiàn)象造成的。

　　圖11～圖13分別所示為一個(gè)周期內(nèi)，脈動(dòng)頻率對(duì)換熱性能、阻力性能和綜合換熱性能的影響。可以看出，隨著脈動(dòng)頻率的增加，瞬時(shí)強(qiáng)化換熱因子Ehav逐漸減小，但變化幅度不大;阻力隨脈動(dòng)頻率的變化較明顯，脈動(dòng)頻率越大，阻力因子的波動(dòng)越劇烈。隨著脈動(dòng)頻率增大，平均阻力因子Efav逐漸減小，當(dāng)頻率大于4 Hz時(shí)，平均阻力因子的減小幅度明顯下降;隨著脈動(dòng)頻率的增大，綜合換熱因子η先增大后減小，頻率為4 Hz時(shí)η最大。

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