2002年8月西安電子科技大學學報自然科學版)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.西安電子科技大學機電工程學院陜西西安7100772.信息產(chǎn)業(yè)部電子第三研究所北京100015)摘要∶采用數(shù)值方法對型材散射器的三維流場及溫度場進行了分析計算.對流項的離散采取了一階迎風格式用 SIMPLEC算法在交錯網(wǎng)格上進行迭代計算.流場中氣體和固體區(qū)域采用了整體求解方法.在此基礎上定量分析了結(jié)構(gòu)因素對散熱器熱阻的影響.實驗數(shù)據(jù)表明了該算法的有效性關鍵詞:散熱器熱分析數(shù)值方法中圖分類號: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冷條件下的熱阻關系曲線均為實驗數(shù)據(jù)整理所得與實際應用有一定誤差.在散熱器的數(shù)值熱分析方面, Tuckerman和 Pease在忽略了肋片中沿流體流動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級數(shù)形式的精確解2]. Harpole和rigr運用多孔介質(zhì)流動中的pary定律建立并求解了散熱器二維傳熱模型3在國內(nèi)喻世平和辛眀道對微通道結(jié)構(gòu)的散熱器進行了實驗研究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意的計算結(jié)果但當實際散熱器不滿足上述條件時會引起較大誤差.此外如果不考慮固體肋片對流場的三維擾動作用也會影響計算精度.筆者采用數(shù)值傳熱學的基本理論和方法直接對型材散熱器的三維穩(wěn)態(tài)流場和溫度場進行了數(shù)值模擬得出了一些有益的結(jié)論1數(shù)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為控制容積)將質(zhì)量守恒定律、動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(xù)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)作者簡秀數(shù)71)男師安電子科技大字博主研究生552西安電子科技大學學報自然科學版)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(shù)ρ為流體密度對于低Re數(shù)流動需要考慮自然對流作用.筆者采用了 Boussinesq近似詳見文獻5])故方程(2)(3)可簡化為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(shù)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(shù)值計算方法.由于流體流動所固有的迎風”特性目前在國際計算流體動力學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中包含的固體區(qū)域采用了整體法求解即在程序中并不區(qū)分固體區(qū)和流體區(qū)二者的區(qū)別僅僅表現(xiàn)在物性參數(shù)上.確定物性參數(shù)的主要原則是保證各個控制容積的質(zhì)量流量和熱流密度連續(xù)具體方法為流體的物性參數(shù)取實際值固體區(qū)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(xù)固體熱容取流體熱容以保證界面熱流密度連續(xù)其他物性參數(shù)均取固體的實際值不可壓流場的數(shù)值求解中主要存在兩大難點:是對流擴散項的離散格式;是壓力與速度的耦合問題.為了提高計算精度筆者采用了乘方格式來離散對流-擴散項離散后所得線性方程組的形式為ap=ag+amφ+aNy+ass+ar中+aBg+b,(7)式中各系數(shù)apAg等的具體形式參見文獻5上述方程組是非對稱、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題筆者采用了基于交錯網(wǎng)格的 SIMPLEC方法具體實驗步驟見5]在上述基礎上筆者開發(fā)了型材散熱器熱分析軟件.該軟件由用戶界面模埉、數(shù)值計算模埉、材料數(shù)據(jù)庫管理和維護模埉、訃算結(jié)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(jié)果的正確性筆者設計并加工了幾種不同材料及結(jié)構(gòu)的散熱器樣品限于篇幅.僅列岀3種散熱器的計算結(jié)果.散熱器的結(jié)圖1散熱器結(jié)構(gòu)示意圖構(gòu)見圖1.表1為3種散熱器的有關結(jié)構(gòu)參數(shù)表13種散熱器的有編號材料導熱系數(shù)(Wm-K-1)通道寬Wdm/m肋片寬WVI中國煤化工CNMHGXH/mm2通道數(shù)n鋁0.5025×25×7銅3300.5025×25×73銅25×7對于男數(shù)雷的散熱器結(jié)構(gòu)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與風洞尺寸相比散熱器尺寸較小因此若以風洞尺寸作為計算邊界則空氣部分網(wǎng)格過多.考慮到空氣的粘度較小散熱器對空氣的擾動局限在其附近區(qū)域內(nèi)因此將圖2中的東、西及上邊界虛擬邊界)處理為對稱軸邊界.為了盡量模熱翻擬實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:對稱軸邊界,u=0,aυ/ax=0,au/ax=0,dT,dx =0東邊界對稱軸邊界邊界條件同西邊界上邊界:對稱軸邊界,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足無滑移條件,n=t==0pT/az=0南邊界次口邊界,n=tt=t==0其中為來流速度山為環(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計算區(qū)域在κνκ3個方向的離散網(wǎng)格數(shù)為59×35×17.采用作者開發(fā)的型材散熱器熱分析軟件進行了數(shù)值計算和結(jié)果分析3計算結(jié)果分析圖3為1號散熱器在入口風速υx=6.5m/s的情況下半高度方向x-y平面的速度場分布圖從圖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對流動產(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對溫度場產(chǎn)生影響所以在對型材散熱器進行傳熱分析時不能簡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(xiàn)象整個散熱器的最高溫度點位于底面靠近出囗處CNMHG些均與試驗結(jié)果吻合得很好定量對比見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為周圍環(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疑是比較重要的一個因為它直接決定了風機的選554西安電子科技大學學報自然科學版)第29卷擇及風冷系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)形式.圖5即為2號散熱器在功率為10.57W環(huán)境溫度為22℃時其熱阻同冷卻風速之間的關系曲線從圖5可以看出散熱器熱阻隨風速的增大而減小.在相同結(jié)構(gòu)下當風速由4.0m/s提高到6.5m/s時散熱器熱阻由6.36℃W降為3.67℃/W降幅為41%而當風速由6.5m/s提高到10m/s時相應的熱阻降幅只為γ9%.因此在冷卻風速比較低時提高風速可顯著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定功率時風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重要因素.為了考查肋間距與熱阻之間的定量關系選取2號散熱器為研究對象在入口風速為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系如圖6所示從圖6可看出在某一特定風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(shù)值分析的結(jié)果同樣顯示出上述趨勢4實驗結(jié)果散熱器的實驗可分為兩類)定流速實驗即固定流速改變加熱功率12)定功率實驗即固定加熱功率改變流速.為了減小實驗誤差所有實驗均在專用風洞中進行實驗裝置如圖7所示風速計鳳速方向/橄散熱器才料采用多點測直流電溫儀測量散熱器上溫度圖7散熱器實驗裝置示意圖限于篇幅這里僅列出2號散熱器的實驗結(jié)果.表2為空氣流速6.5m/s時的實驗數(shù)據(jù)與計算數(shù)據(jù)的對比表22號散熱器定風速實驗結(jié)果最高肋根溫度/℃熱阻(℃W-1)溫度計算誤差室溫/℃熱功率/W實驗值計算值實驗值計算值%)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時不同風速下的實驗值與計算值的對比通過表中數(shù)據(jù)可以看出計算值和實驗值的誤差完全在允許的范圍之內(nèi)表明了計算結(jié)果的可信性第4期韓寧等型材散熱器熱特性分析555表32號散熱器定功率實驗結(jié)果最高肋根溫度/℃熱阻(℃W-1)溫度計算誤差室溫/℃風速ms-1)實驗值計算值實驗值計算值X(%4.058.261.83.423.776.46,05結(jié)束語筆者采用數(shù)值計算方法直接求解了型材散熱器的三維穩(wěn)態(tài)流場及溫度場實驗結(jié)果表明這種方法是可行的.從結(jié)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迫切需要解決的問題參考文獻[ 1] Tuckerman D B, Pease R F W. 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