張國連，高子渝，楊倫磊，張 陳

(1.長安大學(xué) 公路養(yǎng)護(hù)裝備國家工程實(shí)驗室，陜西 西安 710064；2江蘇集萃道路工程技術(shù)與裝備研究所有限公司，江蘇 徐州 221004)

0 引 言

開關(guān)電源是瀝青路面微波加熱機(jī)的關(guān)鍵部件，開關(guān)電源的散熱性能好壞直接影響瀝青路面的加熱均勻性、加熱效率、使用可靠性和經(jīng)濟(jì)性。開關(guān)電源周圍環(huán)境溫度較高、連續(xù)工作時間長、數(shù)量多、發(fā)熱量較集中的使用特點(diǎn)，對微波加熱機(jī)的電源柜散熱設(shè)計提出更高的要求。如果微波加熱機(jī)的開關(guān)電源產(chǎn)生的熱量不能及時散出去，會使有限空間內(nèi)功耗密度增加，開關(guān)電源的內(nèi)部熱流密度迅速上升，溫度急劇升高，造成微波功率下降，甚至對產(chǎn)品的正常工作造成巨大影響。因此，需要對微波加熱機(jī)的電源柜進(jìn)行散熱設(shè)計，并對開關(guān)電源內(nèi)部的散熱情況進(jìn)行仿真分析。

大連交通大學(xué)張金龍利用FLUENT 軟件建立了電子元器件通風(fēng)系統(tǒng)整個流場的仿真計算模型，通過對電子元器件內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值仿真計算，得到電子元器件通風(fēng)散熱系統(tǒng)內(nèi)氣體的流動特性[1]。2014年，Jason Stafford 和 Florian Fortune[2]研究了軸流風(fēng)扇的氣流動力特性，利用試驗和數(shù)值模擬技術(shù)，得到風(fēng)扇氣流與散熱出口形狀之間的關(guān)系。F.A.I. Mariam運(yùn)用 FLOTHERM 熱分析軟件，建立通信機(jī)柜的模型，對與風(fēng)扇相關(guān)的變量進(jìn)行了優(yōu)化，得到最佳的變量組合，提高了設(shè)備的散熱性能。蘇世明等針對一個具體的電子設(shè)備，分析了機(jī)箱內(nèi)部的傳熱類型，采用Icepak熱分析軟件進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱仿真，提出了2種改進(jìn)結(jié)構(gòu)形式[3]。

Fluent軟件作為一種CFD仿真分析軟件，被廣泛用于計算流體流動、傳熱等問題[4-5]。本文通過理論計算，并利用Fluent軟件對多開關(guān)電源密集排布采用強(qiáng)制風(fēng)冷散熱方式進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

1 理論計算與分析

單個開關(guān)電源發(fā)熱功率為111.3 W，內(nèi)部通風(fēng)道面積為0.001 8 m2，開關(guān)電源兩側(cè)對稱布置，每一側(cè)開關(guān)電源數(shù)量為14個，對開關(guān)電源進(jìn)行散熱計算[6-7]。

假定冷卻空氣進(jìn)口溫度為35 ℃，出口溫度為40 ℃，則定性溫度為37.5 ℃?？諝獾奈锢韰?shù)包括：定比熱容Cp=1 005 J·(kg·℃)-1；密度ρ=1.128 kg·m-3;導(dǎo)熱系數(shù)λ=2.76 W·m-2·℃-1；動力黏度μ=1.95×10-5kg·(m·s)-1；運(yùn)動黏度γ=16.95×10-6m2·s。單個開關(guān)電源內(nèi)部風(fēng)扇風(fēng)量qv=0.036 3 m3·s-1；空氣流量qm=ρqv=0.041 0 kg·s-1；最大靜壓為149 Pa。

開關(guān)電源排布如圖1所示。電源產(chǎn)生的熱量通過中間引風(fēng)道向上排出，頂部軸流風(fēng)機(jī)進(jìn)行抽風(fēng)。風(fēng)道阻力主要分為3個部分：電源內(nèi)部冷卻通道的沿程壓力損失、電源內(nèi)部出口經(jīng)90°進(jìn)入引風(fēng)道向上的局部壓力損失、引風(fēng)道內(nèi)向上流動的沿程壓力損失。

圖1 開關(guān)電源排布

開關(guān)電源內(nèi)部的沿程壓力損失

(1)

式中：l為通道的長度(m)；f為沿程壓力損失系數(shù)；v為空氣流速(m·s-1)。

開關(guān)電源出口處的局部壓力損失

(2)

式中：ε為局部壓力損失系數(shù)。出口風(fēng)道經(jīng)90°轉(zhuǎn)彎進(jìn)入引風(fēng)道向上排出，局部壓力損失系數(shù)ε=1.5，可以得到ΔPd=38 Pa。

軸流風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的風(fēng)量qv1=1.667 m3·s-1，因為qv1>qv，該軸流風(fēng)機(jī)滿足使用要求。

單個軸流風(fēng)機(jī)的風(fēng)壓為230 Pa，頂部通道截面面積約為0.126 m2，高度為1.301 m，頂部通道當(dāng)量直徑de1=0.175 m。電源柜頂部通道流速v2=13.23 m·s-1，查表可得，沿程壓力損失系數(shù)f=0.02，沿程壓力損失ΔPr1=9.29 Pa。

單側(cè)一豎排開關(guān)電源形成的局部壓力損失 ΔPd1=ΔPd×7=266 Pa。則

ΔPr1+ ΔPd1=275.09 Pa>230 Pa

可知軸流風(fēng)機(jī)在經(jīng)過90°的直角轉(zhuǎn)彎的局部壓力損失和流入電源柜頂部通道的沿程壓力損失之后，無法在中間引風(fēng)道內(nèi)中底位置開關(guān)電源處建立起負(fù)壓。

2 單個開關(guān)電源的仿真分析

2.1 計算域物理模型

單個開關(guān)電源內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖2所示，根據(jù)研究對象的全尺寸1∶1建模，將單個開關(guān)電源的計算域分為3個單元區(qū)域：流體、基板固體、熱源固體。對開關(guān)電源進(jìn)行簡化，并對電源內(nèi)部元器件進(jìn)行等效，計算域物理模型如圖3所示。

圖2 開關(guān)電源內(nèi)部結(jié)構(gòu)

圖3 開關(guān)電源等效計算域模型

2.2 網(wǎng)格劃分

對計算域物理模型進(jìn)行離散化處理。本文采用ANSYS Workbench Fluid Flow模塊中的Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，Size Function選擇Proximity and Curvature，整體區(qū)域均為非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，對入口和出口面處以及固體熱源體進(jìn)行網(wǎng)格加密，保證最小正交質(zhì)量小于0.1或最大傾斜度小于0.95，網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。

圖4 開關(guān)電源計算域網(wǎng)格

2.3 邊界條件的設(shè)置

假定空氣的流動是穩(wěn)定、黏性和不可壓縮的，考慮重力的作用。開啟能量方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、壓力速度耦合(Coupled)的算法進(jìn)行數(shù)值計算[8-9]。

固體熱源的材料默認(rèn)為鋁，設(shè)置等效固體熱源作為源項(Source Terms)，設(shè)置體積功率密度為1 480 000 W·m-3。固體基板的材料選用銅，銅的導(dǎo)熱系數(shù)高，熱源產(chǎn)生的熱量通過熱傳導(dǎo)的形式傳遞給基板，基板通過對流換熱的形式將熱量傳遞到空氣中，最后通過強(qiáng)迫風(fēng)冷的方式將熱量帶走。將內(nèi)部散熱風(fēng)扇等效成fan面，定義為進(jìn)氣扇邊界條件(Inlet-fan)，出口為壓力出口(pressure-outlet)。測量散熱風(fēng)扇的最大靜壓及開關(guān)電源進(jìn)口風(fēng)速，默認(rèn)進(jìn)氣風(fēng)速邊界的總壓(Guage Total Pressure)，設(shè)置壓力跳躍(Pressure Jump)為100 Pa，進(jìn)氣風(fēng)扇邊界溫度設(shè)置為300 K，壓力出口邊界(pressure-outlet)采用系統(tǒng)默認(rèn)值。

2.4 仿真結(jié)果及分析

仿真結(jié)果以云圖和平面坐標(biāo)圖顯示，開關(guān)電源內(nèi)部進(jìn)口風(fēng)速云圖如圖5所示，進(jìn)口風(fēng)扇面的平均風(fēng)速為8.4 m·s-1。開關(guān)電源內(nèi)部出口風(fēng)速云圖如圖6所示，出口面平均風(fēng)速為7.3 m·s-1。

圖5 開關(guān)電源進(jìn)口風(fēng)速分布云圖

圖6 出口風(fēng)速分布云圖

開關(guān)電源內(nèi)部流場的溫度云圖如圖7所示，根據(jù)開關(guān)電源內(nèi)部的溫度變化趨勢，熱源處的溫度最高，熱源的體平均溫度為331.15 K，得出熱源的溫升為31.15 ℃。

圖7 電源內(nèi)部溫度云圖

由單個開關(guān)電源的流固耦合仿真結(jié)果可以得出，熱源的溫升大小與理論計算的溫升大小相差2 ℃左右，開關(guān)電源的進(jìn)出口風(fēng)速比理論計算的進(jìn)出口風(fēng)速偏大，但兩者相差不大，因此仿真結(jié)果與理論計算基本一致。單個開關(guān)電源的流固耦合仿真結(jié)果主要為下面的流固耦合傳熱與風(fēng)扇三維旋轉(zhuǎn)域聯(lián)合仿真分析提供參照和依據(jù)。

3 多熱源流固耦合傳熱與風(fēng)扇三維旋轉(zhuǎn)域聯(lián)合仿真分析

3.1 前處理與邊界條件的設(shè)定

圖8 多熱源三維等效計算域模型

圖9 多熱源三維等效計算域網(wǎng)格

建立單個風(fēng)扇與28個開關(guān)電源三維等效模型，如圖8所示。采用ANSYS Workbench Fluid Flow模塊中的Mesh進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖9所示。開啟能量方程，湍流模型采用Realizablek-ε模型、標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)、壓力速度耦合(Coupled)的算法進(jìn)行數(shù)值計算，風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域采用穩(wěn)態(tài)條件下的多運(yùn)動參考系模型進(jìn)行求解計算，對28個熱源區(qū)域源項的體積功率密度進(jìn)行設(shè)定，與單個開關(guān)電源仿真設(shè)置相同，對軸流風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)區(qū)域與靜止區(qū)域的交界面進(jìn)行匹配，對28個開關(guān)電源進(jìn)口邊界的設(shè)置與單個開關(guān)電源仿真設(shè)置相同，初始化完成后，設(shè)置步數(shù)進(jìn)行求解計算。

3.2 仿真結(jié)果及分析

某一截面流場的溫度云圖如圖10所示，根據(jù)不同位置熱源溫度的變化情況，底部熱源處的溫度最高達(dá)到了341 K左右，頂部熱源溫度達(dá)到了331 K左右。底部與頂部的熱源溫度相差10 K左右。

圖10 某一截面流場的溫度云圖

流場的速度云圖及矢量圖如圖11、12所示，根據(jù)整個流場的速度變化趨勢以及底部開關(guān)電源出口的速度變化趨勢可知，底部兩側(cè)開關(guān)電源出口風(fēng)速存在相互干擾的情況。

圖11 截面流場的速度矢量圖

圖12 散熱風(fēng)道內(nèi)部的速度矢量圖

圖13 流場的壓力云圖

圖14 風(fēng)道內(nèi)部流場的壓力矢量圖

流場的壓力云圖及矢量圖如圖13、14所示，根據(jù)整個流場的壓力變化趨勢，底部開關(guān)電源出口的最大壓力大約為60 Pa，軸流風(fēng)扇在最上層一排開關(guān)電源以下區(qū)域建立不了負(fù)壓，可能會影響開關(guān)電源的散熱效果，導(dǎo)致底部開關(guān)電源產(chǎn)生的熱量不能及時散出去，引起開關(guān)電源內(nèi)部溫度升高，開關(guān)電源功率下降。

對多熱源流固耦合傳熱與風(fēng)扇三維旋轉(zhuǎn)域聯(lián)合仿真的結(jié)果進(jìn)行處理，得到每個開關(guān)電源的進(jìn)出口平均風(fēng)速、出口平均壓力以及內(nèi)部等效熱源的平均溫度等數(shù)據(jù)。如圖15所示，隨著散熱風(fēng)道的高度逐漸增加，內(nèi)部壓力逐漸減小，內(nèi)部壓力在1.2～1.4 m之間變化最大，表明內(nèi)部的風(fēng)道在此處的壓力損失最大。

圖15 散熱風(fēng)道內(nèi)部壓力的變化趨勢

對仿真結(jié)果進(jìn)行分析，記錄各個開關(guān)電源的進(jìn)口平均風(fēng)速、各個等效熱源的體平均溫度以及出口面平均壓力。隨著開關(guān)電源高度的變化，開關(guān)電源的出口壓力由低向高逐漸減小，進(jìn)口風(fēng)速逐漸增大，如圖16所示。隨著開關(guān)電源進(jìn)口風(fēng)速的增加，開關(guān)電源內(nèi)部的等效熱源平均溫度逐漸降低，如圖17所示。

圖16 電源進(jìn)口風(fēng)速隨電源出口壓力的變化曲線

圖17 熱源點(diǎn)溫度隨進(jìn)口風(fēng)速的變化曲線

4 結(jié) 語

本文以微波加熱機(jī)的電源柜為研究對象，用理論計算與數(shù)值模擬的方法計算出開關(guān)電源出口壓力對開關(guān)電源內(nèi)部風(fēng)扇風(fēng)速產(chǎn)生的影響以及電源進(jìn)口風(fēng)速對電源內(nèi)部熱源溫度的影響，得到以下結(jié)論。

(1)對該結(jié)構(gòu)排布形式下的開關(guān)電源的散熱特性進(jìn)行理論計算與數(shù)值模擬仿真分析，在進(jìn)口邊界條件相同的情況下，高度方向的各個開關(guān)電源等效熱源溫度存在偏差。

(2)在各個開關(guān)電源的進(jìn)口風(fēng)扇邊界以及等效熱源的源項參數(shù)相同時，開關(guān)電源進(jìn)口風(fēng)速隨出口壓力的減小而增大，且開關(guān)電源的等效熱源溫度隨進(jìn)口風(fēng)速的增大而減小。

(3)中間散熱風(fēng)道的壓力大小對開關(guān)電源的散熱性能有顯著影響，頂部軸流風(fēng)扇對中間散熱風(fēng)道進(jìn)行抽風(fēng)時，在滿足風(fēng)量的條件下，盡量選用風(fēng)壓大的風(fēng)扇，散熱風(fēng)道的結(jié)構(gòu)盡量避免90°彎角，保證開關(guān)電源產(chǎn)生的熱量能夠及時散出去。

(4)強(qiáng)制對流換熱過程中，在不考慮輻射換熱的情況下，對于多開關(guān)電源密集排布結(jié)構(gòu)采用強(qiáng)制風(fēng)冷散熱，在周圍環(huán)境溫度為27 ℃左右時開關(guān)電源可以正常工作。

進(jìn)一步的研究工作是：對開關(guān)電源內(nèi)部結(jié)構(gòu)做進(jìn)一步細(xì)化，仿真模型盡可能與開關(guān)電源實(shí)物相接近，為了驗證仿真結(jié)果需要進(jìn)行試驗分析。