型材散熱器熱特性分析

2002年8月西安電子科技大學(xué)學(xué)報自然科學(xué)版)Aug.2002第29卷第4期JOURNAL OF XIDIAN UNIVERSITYVol 29 No 4型材散熱器熱特性分析韓寧l,余墨娟,趙惇殳1,徐國華11.西安電子科技大學(xué)機電工程學(xué)院陜西西安7100772.信息產(chǎn)業(yè)部電子第三研究所北京100015)摘要∶采用數值方法對型材散射器的三維流場(chǎng)及溫度場(chǎng)進(jìn)行了分析計算.對流項的離散采取了一階迎風(fēng)格式用 SIMPLEC算法在交錯網(wǎng)格上進(jìn)行迭代計算.流場(chǎng)中氣體和固體區域采用了整體求解方法.在此基礎上定量分析了結構因素對散熱器熱阻的影響.實(shí)驗數據表明了該算法的有效性關(guān)鍵詞:散熱器熱分析數值方法中圖分類(lèi)號:K1;文獻標識碼∶文章編號:1001-240(2002)40551-05Thermal-characteristic analysis of the plate fin heat sinkHAN Ning, YU Mo-juan2, ZHAO Dun-shu, XU Guo-hua'(1. School of Electromechanical Eng., Xidian Univ., Xi'an 710071, China2. The Third Research Inst. of MIl, Beijing 100015, ChinaAbstract: The three-dimensional velocity field and temperature field of the plate fin heat sink are calculated bynumerical methods, The upwind difference scheme is used to deal with the discretization of the convection-diffusionterm.The pressure-velocity coupling is treated with the SIMPLEC algorithm using a staggered grid system. The sameset of momentum and energy equations are solved for the solid and fluresistances and sink structure is numerically analyzed on this basis. Finally experimental results show that thalgorithm is effectiveKey Words: plate fin heatsink athermal analysis numerical methods雖然型材散熱器已有了相應的國家標)GB7423.2-87)但其中的自然對流和強迫風(fēng)冷條件下的熱阻關(guān)系曲線(xiàn)均為實(shí)驗數據整理所得與實(shí)際應用有一定誤差.在散熱器的數值熱分析方面, Tuckerman和 Pease在忽略了肋片中沿流體流動(dòng)方向的導熱后建立了散熱器準二維肋模型 Samalan則獲得了該模型的一個(gè)級數形式的精確解2]. Harpole和rigr運用多孔介質(zhì)流動(dòng)中的pary定律建立并求解了散熱器二維傳熱模型3在國內喻世平和辛眀道對微通道結構的散熱器進(jìn)行了實(shí)驗研究4.上述二維或準二維模型在等壁溫或等熱流密度情況下能給岀比較滿(mǎn)意的計算結果但當實(shí)際散熱器不滿(mǎn)足上述條件時(shí)會(huì )引起較大誤差.此外如果不考慮固體肋片對流場(chǎng)的三維擾動(dòng)作用也會(huì )影響計算精度.筆者采用數值傳熱學(xué)的基本理論和方法直接對型材散熱器的三維穩態(tài)流場(chǎng)和溫度場(chǎng)進(jìn)行了數值模擬得出了一些有益的結論1數值熱分析原理對于不可壓縮流體在三維歐拉空間中取一任意形狀的封閉體稱(chēng)為控制容積)將質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律用于該控制容積后可以得到微分中國煤化工連續方程·VCNMHG收稿日期2001-09-12基金項目國家部委科技預研基金資助項目(J6.33)作者簡(jiǎn)秀數71)男師安電子科技大字博主研究生552西安電子科技大學(xué)學(xué)報自然科學(xué)版)第29卷Navier-Stokes方程dvdt=f-(l/p)Vp+pV2v,能量方程de/dt=(k/p)v2r+q+(1/p)(3)式中∫為體積力φk為單位體積的輻射能Φ為流體的粘性耗散能量〃為流體粘度k為流體導熱系數ρ為流體密度對于低Re數流動(dòng)需要考慮自然對流作用.筆者采用了 Boussinesq近似詳見(jiàn)文獻5])故方程(2)(3)可簡(jiǎn)化為Navier-Stokes方程dv/dt)=-Vp-p0gk+v2v+apo△Tgk能量方程dT/dt=(k(pCn))V2T(5)式中cn為流體的比定壓熱容在直角坐標系中為了程序編制的通用性,可將式1)-(5玫寫(xiě)成如下通用形式))o dr+pay、lg+P0式中φ為通用變氳u,,T),為廣義擴散系數S為廣義源項對于上面所列的偏微分方程組直接求解十分困難更多的是采用數值計算方法.由于流體流動(dòng)所固有的迎風(fēng)”特性目前在國際計算流體動(dòng)力學(xué)界有限差分或有限體積琺法占了絕對的優(yōu)勢.文中采用了基于有限差分方法的有限體積法對于流場(chǎng)中包含的固體區域采用了整體法求解即在程序中并不區分固體區和流體區二者的區別僅僅表現在物性參數上.確定物性參數的主要原則是保證各個(gè)控制容積的質(zhì)量流量和熱流密度連續具體方法為流體的物性參數取實(shí)際值固體區域的粘度取極大值(一般可取為100),固體密度取流體密度以保證控制容積界面上的質(zhì)量流量連續固體熱容取流體熱容以保證界面熱流密度連續其他物性參數均取固體的實(shí)際值不可壓流場(chǎng)的數值求解中主要存在兩大難點(diǎn):是對流擴散項的離散格式;是壓力與速度的耦合問(wèn)題.為了提高計算精度筆者采用了乘方格式來(lái)離散對流-擴散項離散后所得線(xiàn)性方程組的形式為ap=ag+amφ+aNy+ass+ar中+aBg+b,(7)式中各系數apAg等的具體形式參見(jiàn)文獻5上述方程組是非對稱(chēng)、稀疏的因此往往采用迭代法求解.為了加快迭代收斂的速度篷者采用了TDMA〔三對角矩陣直接解法廂AD〔交替方向塊迭代黠合的方法為了解決壓力與速度的耦合問(wèn)題筆者采用了基于交錯網(wǎng)格的 SIMPLEC方法具體實(shí)驗步驟見(jiàn)5]在上述基礎上筆者開(kāi)發(fā)了型材散熱器熱分析軟件.該軟件由用戶(hù)界面模埉、數值計算模埉、材料數據庫管理和維護模埉、訃算結果顯示模塊等部分組成2物理模型及計算邊界條件熱流為了驗證計算結果的正確性筆者設計并加工了幾種不同材料及結構的散熱器樣品限于篇幅.僅列岀3種散熱器的計算結果.散熱器的結圖1散熱器結構示意圖構見(jiàn)圖1.表1為3種散熱器的有關(guān)結構參數表13種散熱器的有編號材料導熱系數(Wm-K-1)通道寬Wdm/m肋片寬WVI中國煤化工CNMHGXH/mm2通道數n鋁0.5025×25×7銅3300.5025×25×73銅25×7對于男數雷的散熱器結構選擇的計算模型如圖2所示第4期韓寧等型材散熱器熱特性分析553與風(fēng)洞尺寸相比散熱器尺寸較小因此若以風(fēng)洞尺寸作為計算邊界則空氣部分網(wǎng)格過(guò)多.考慮到空氣的粘度較小散熱器對空氣的擾動(dòng)局限在其附近區域內因此將圖2中的東、西及上邊界虛擬邊界)處理為對稱(chēng)軸邊界.為了盡量模熱翻擬實(shí)際工作狀況將散熱器放置在絕熱墊塊上,即認為熱量全部由肋片散失.熱源采用了片狀厚膜陶瓷電阻用導熱膠絕熱東邊粘貼在散熱器底面西邊界:對稱(chēng)軸邊界,u=0,aυ/ax=0,au/ax=0,dT,dx =0東邊界對稱(chēng)軸邊界邊界條件同西邊界上邊界:對稱(chēng)軸邊界,w=0,u/ax=0,o/az=0,圖2散熱器計算模型dT/dz=0下邊界非滲透性絕熱固體壁面滿(mǎn)足無(wú)滑移條件,n=t==0pT/az=0南邊界次口邊界,n=tt=t==0其中為來(lái)流速度山為環(huán)境溫度北邊界出囗邊界假定流體在出口處為均勻發(fā)展即采取局部單向化假定整個(gè)計算區域在κνκ3個(gè)方向的離散網(wǎng)格數為59×35×17.采用作者開(kāi)發(fā)的型材散熱器熱分析軟件進(jìn)行了數值計算和結果分析3計算結果分析圖3為1號散熱器在入口風(fēng)速υx=6.5m/s的情況下半高度方向x-y平面的速度場(chǎng)分布圖從圖3可以看出由于散熱器放置在自由空間中因此狹窄的肋片間距必然會(huì )對流動(dòng)產(chǎn)生阻礙反映在圖中就是散熱器兩旁的速度分量大肋片間的速度分量小即散熱器對流體產(chǎn)生了推擠”作用而這一效應又必然會(huì )對溫度場(chǎng)產(chǎn)生影響所以在對型材散熱器進(jìn)行傳熱分析時(shí)不能簡(jiǎn)單地將其處理成二維或準二維模型而應該采用三維模型進(jìn)行計算0.03圓04x/a0.0.04mr/圖3散熱器在半肋高處的速度分布圖4散熱器在底面處的溫度分布圖4為1號散熱器在入口風(fēng)速υ=6.5m/s環(huán)境溫度t=22℃底面輸入功率為7.38w的情況下底面層的溫度場(chǎng)分布圖從圖中可以看出散熱器的底面溫度分中國煤化工口處較高具有明顯的拖尾"現象整個(gè)散熱器的最高溫度點(diǎn)位于底面靠近出囗處CNMHG些均與試驗結果吻合得很好定量對比見(jiàn)后散熱器的熱阻可定義為R=(T-T)Q忒中T為散熱器最高溫度,T為周?chē)h(huán)境溫度Q為散熱功率影響散熟阻的因素很多其中冷卻空氣的流速無(wú)疑是比較重要的一個(gè)因為它直接決定了風(fēng)機的選554西安電子科技大學(xué)學(xué)報自然科學(xué)版)第29卷?yè)窦帮L(fēng)冷系統的結構形式.圖5即為2號散熱器在功率為10.57W環(huán)境溫度為22℃時(shí)其熱阻同冷卻風(fēng)速之間的關(guān)系曲線(xiàn)從圖5可以看出散熱器熱阻隨風(fēng)速的增大而減小.在相同結構下當風(fēng)速由4.0m/s提高到6.5m/s時(shí)散熱器熱阻由6.36℃W降為3.67℃/W降幅為41%而當風(fēng)速由6.5m/s提高到10m/s時(shí)相應的熱阻降幅只為γ9%.因此在冷卻風(fēng)速比較低時(shí)提高風(fēng)速可顯著(zhù)地降低散熱器熱阻一計算值5.3.2.5冷卻空氣流速/(m·s散熱器助片間距/mm圖5定功率時(shí)風(fēng)速對散熱器熱阻的影響圖6肋片間距對散熱器熱阻的影響肋片間距是影響散熱器熱阻的另外一個(gè)重要因素.為了考查肋間距與熱阻之間的定量關(guān)系選取2號散熱器為研究對象在入口風(fēng)速為6.5m/s散熱器功耗為10.57W環(huán)境溫度為22℃的條件下其熱阻同肋片間距之間的定量關(guān)系如圖6所示從圖6可看出在某一特定風(fēng)速下散熱器的肋間距存在一最優(yōu)值.對于1號和3號散熱器數值分析的結果同樣顯示出上述趨勢4實(shí)驗結果散熱器的實(shí)驗可分為兩類(lèi))定流速實(shí)驗即固定流速改變加熱功率12)定功率實(shí)驗即固定加熱功率改變流速.為了減小實(shí)驗誤差所有實(shí)驗均在專(zhuān)用風(fēng)洞中進(jìn)行實(shí)驗裝置如圖7所示風(fēng)速計鳳速方向/橄散熱器才料采用多點(diǎn)測直流電溫儀測量散熱器上溫度圖7散熱器實(shí)驗裝置示意圖限于篇幅這里僅列出2號散熱器的實(shí)驗結果.表2為空氣流速6.5m/s時(shí)的實(shí)驗數據與計算數據的對比表22號散熱器定風(fēng)速實(shí)驗結果最高肋根溫度/℃熱阻(℃W-1)溫度計算誤差室溫/℃熱功率/W實(shí)驗值計算值實(shí)驗值計算值%)4.707.07.3438.8中國煤化工10.57?CNMHG.54.455.62.2表3為2號散熱器在環(huán)境溫度為22℃熱功率為10.57W時(shí)不同風(fēng)速下的實(shí)驗值與計算值的對比通過(guò)表中數據可以看出計算值和實(shí)驗值的誤差完全在允許的范圍之內表明了計算結果的可信性第4期韓寧等型材散熱器熱特性分析555表32號散熱器定功率實(shí)驗結果最高肋根溫度/℃熱阻(℃W-1)溫度計算誤差室溫/℃風(fēng)速ms-1)實(shí)驗值計算值實(shí)驗值計算值X(%4.058.261.83.423.776.46,05結束語(yǔ)筆者采用數值計算方法直接求解了型材散熱器的三維穩態(tài)流場(chǎng)及溫度場(chǎng)實(shí)驗結果表明這種方法是可行的.從結果中可以看出影響散熱器熱阻的因素比較多如何綜合考慮這些因素使得在一定工作條件下散熱器的熱阻最小是工程設計中一個(gè)迫切需要解決的問(wèn)題參考文獻[ 1] Tuckerman D B, Pease R F W. 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