郭少飛， 王世鵬， 桑 建， 孫海威， 李中華

(北京京東方光電科技集團有限公司，北京 100176)

1 引 言

隨著科學技術的發(fā)展，對消費電子產(chǎn)品器件的性能要求越來越高，電子器件不斷向集成化、小型化的方向發(fā)展，整機的熱流密度和關鍵器件的功耗越來越高，設備空間狹小和模塊的密集布置使得散熱問題變得日益突出。裝置內(nèi)部產(chǎn)生的高熱部件的能量如果無法及時散出，將對電子產(chǎn)品的使用壽命和安全性能產(chǎn)生嚴重影響。由此，對電子產(chǎn)品的散熱技術提出了新的更高的要求。為了應對電子產(chǎn)品內(nèi)部產(chǎn)生的高熱能量，各種散熱手段層出不窮，在眾多的散熱方式中，選擇合理、經(jīng)濟、可靠的散熱方式具有重要意義[1-2]。

自然對流式散熱裝置所占空間較大，散熱效率低[3]；空氣強制對流換熱(金屬翅片+風扇)的散熱方案技術成熟、結(jié)構(gòu)簡單、價格低廉，但是該種散熱方案的散熱能力有限，并且由于風扇轉(zhuǎn)動與翅片結(jié)構(gòu)造成的風阻會產(chǎn)生一定的噪音且不耐高溫[4-6]。水的強制對流的換熱系數(shù)是氣體強制對流換熱系數(shù)的百倍以上，水冷散熱裝置散熱效果明顯，但是該種散熱方式的水泵運行過程中存在振動、噪聲問題，并且驅(qū)動系統(tǒng)復雜、占用體積大、造價成本高[7-8]。熱管作為一種新型的散熱方式，具有在較小溫差情況下傳遞較大熱量的優(yōu)點，具有較高的相對熱導率，但是熱管傳熱能力有限，當熱量超過熱管的傳熱極限時，熱管內(nèi)的工作介質(zhì)會被完全汽化，導致循環(huán)中斷，不能正常工作[9-11]。

本文采用類水冷循環(huán)散熱方式，以復合吸水層作為液體介質(zhì)循環(huán)載體，采用超聲波霧化片將復合吸水層上的液態(tài)水轉(zhuǎn)成微型小液滴，并以一定的速度直接噴射到熱源位置，實現(xiàn)水冷和物理汽化雙降溫過程，并且運行過程中無噪聲、無振動。

2 散熱模組結(jié)構(gòu)設計

本文設計的微水霧循環(huán)散熱模組主要包括鋁制殼體和工作芯，其中工作芯包括多孔網(wǎng)板、復合吸水層、超聲波霧化片。其中超聲波霧化片放置在散熱模組的一端，并具有一定的傾斜角度，通過超聲波霧化片將液態(tài)水震蕩成微液滴并以一定的初速度直噴熱源面，散熱模組的整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 散熱模組三維模型圖Fig.1 3D model diagram of cooling module

參照常規(guī)電子產(chǎn)品的信賴性指標，制定了微水霧循環(huán)散熱模組的各項性能指標，如表1所示。

表1 水霧模組性能參數(shù)Tab.1 Water mist module performance parameters

2.1 多孔網(wǎng)板結(jié)構(gòu)設計

微水霧散熱模組內(nèi)芯骨架采用不銹鋼多孔網(wǎng)板，內(nèi)芯骨架采用回字型結(jié)構(gòu)，復合吸水層頂面與外殼緊密接觸，增大吸水層散熱面積的同時可有效降低模組整體厚度。復合吸水層在多孔網(wǎng)板的孔位處均以錐子形凸出1.5 mm，使水霧在運動過程中與吸水層有效吸附，從而促進水霧循環(huán)的路程，起到更好的散熱效果。在內(nèi)芯骨架非折彎區(qū)均勻分布直徑為2 mm的網(wǎng)孔，用于實現(xiàn)水蒸氣的穿透與吸水棉吸附，從而實現(xiàn)內(nèi)芯水路的循環(huán)，多孔網(wǎng)板的三維模型如圖2所示。

圖2 多孔網(wǎng)板三維模型圖Fig.2 3D model of porous mesh board

2.2 吸水介質(zhì)選擇

傳統(tǒng)的吸水性材料為吸水棉、棉布及海綿，其吸水能力一般為自身重量的數(shù)十倍。高吸水性材料內(nèi)部含有大量的強吸水性基團，通常吸水率為成百上千倍，但是由于其大分子鏈間有一定的交聯(lián)度，其吸水后水分子與大分子鏈中的羥基形成氫鍵，即使用力擠壓也不易擠出。

本文設計的微水霧循環(huán)散熱模組中的吸水材質(zhì)主要用于吸附霧化片噴出的水霧，并通過吸水介質(zhì)的循環(huán)作用將液態(tài)水輸送至霧化片，因此吸水介質(zhì)需兼顧吸水性和失水性特性，以保證內(nèi)部液體的良好循環(huán)。

選用常見的兼顧吸水性、失水性、濕后強度的材料進行吸水性實驗。首先在電子顯微鏡下對保水棉、海綿、吸水棉、柔性布、柔紙巾、絲綿進行了微結(jié)構(gòu)的觀察，其在電子顯微鏡下的結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 吸水介質(zhì)微觀結(jié)構(gòu)Fig.3 Microstructure of water absorbing medium

為進一步了解吸水介質(zhì)的吸水特性，對不同種類的吸水介質(zhì)進行了吸水實驗。圖4為吸水實驗測試平臺，實驗裝置包括升降裝置、樣品固定元件、液體容器、刻度尺等。垂直升降裝置是一個小型手動升降臺，能夠垂直上下調(diào)節(jié)樣品高度；樣品固定元件用來安裝吸水介質(zhì)；刻度尺用于測量吸水介質(zhì)在一定時間內(nèi)的上升高度。測試時，樣品一端固定，另一端懸空，通過調(diào)整升降臺控制液體容器上升，使樣品下端浸入液體中，浸入深度約為5 mm。通過攝像記錄吸水過程，并準確讀取液體上升高度隨時間的變化以及最終的潤濕高度。

圖4 樣品測試實驗裝置Fig.4 Sample testing apparatus

采用保水棉、海綿、吸水棉、柔紙巾、絲綿、柔性布和復合吸水材料，分別制作了尺寸為100 mm×15 mm×0.5 mm的吸水介質(zhì)材料，在室溫25 ℃環(huán)境下對不同樣品的吸水強度進行了測試，不同吸水介質(zhì)的潤濕高度隨時間的變化曲線如圖5所示。

圖5 不同吸水介質(zhì)潤濕高度Fig.5 Different wetting heights of water absorbing media

圖6 復合吸水介質(zhì)疊層結(jié)構(gòu)Fig.6 Composite water absorption medium laminated structure

通過實驗可以發(fā)現(xiàn)，吸水材料內(nèi)部結(jié)構(gòu)一致性越好，相同時間內(nèi)浸濕長度越長。因此為了實現(xiàn)吸水介質(zhì)既具有較強的吸水能力，同時兼具較大潤濕長度，采用金屬絲網(wǎng)與吸水棉復合而成吸水介質(zhì)，復合吸水介質(zhì)層的結(jié)構(gòu)如圖6所示。

2.3 霧化片機理分析

壓電陶瓷是一種新型的功能材料，當在壓電陶瓷片上施加交流電信號時，壓電陶瓷片由于逆壓電效應產(chǎn)生機械振動，帶動金屬基片發(fā)生諧振。 由于霧化片的邊緣被固定，中心區(qū)域的位移最大，微錐孔群位移顯著增加，微錐孔群中的微孔發(fā)生形變，產(chǎn)生扭轉(zhuǎn)運動或彎曲振動，從微孔下端進入的液體在慣性力、表面張力、流體動力等作用下從微孔上端擠出，從而達到噴霧效果。微孔呈上小下大的錐喇叭狀，微孔霧化片的截面如圖7所示。

圖7 霧化片結(jié)構(gòu)Fig.7 Atomizing sheet structure

微孔霧化片噴出小液滴直徑計算公式如下[12]：

(1)

式中：k為修正因子，與液體的物理性質(zhì)如表面張力、黏度等有關；v為霧滴從微孔噴出時的速度，由聲壓、振幅等決定，即受驅(qū)動電壓影響；D為霧化片孔徑；f為驅(qū)動頻率。

劉長庚等[13]認為霧滴粒徑由微孔大小、驅(qū)動能量、液體黏度、表面張力決定，并假設霧滴粒徑近似為微孔直徑大小，得到微孔超聲霧化器在工作時的霧化流量Q為：

(2)

式中：n為霧化片上的微孔數(shù)目；f為驅(qū)動頻率。

目前超聲波微孔霧化片的直徑分別有10，13.8，16，20 mm，為了實現(xiàn)不降低噴霧效果的同時盡量減少霧化模組的尺寸，本文選用了直徑為10 mm的微孔霧化片，其性能參數(shù)如表2所示。

表2 超聲波霧化片性能參數(shù)

3 散熱模組理論分析

3.1 散熱模組工作機理分析

水霧冷卻包含復雜的物理變化過程，因此其傳熱機理也非常復雜，普遍認為其傳熱過程包含4個方面：熱源面上液膜的蒸發(fā)、水霧撞擊熱源面時造成的強迫對流、發(fā)熱面上形成氣核帶來的增強換熱作用、霧化液滴表面的二次成核作用[14-15]。

根據(jù)熱源情況的不同，霧化片在模組內(nèi)的布置方式可以是側(cè)入式或直下式，以便更好地應對點狀和面狀熱源。霧化片通電時，超聲波霧化片的壓電陶瓷片和不銹鋼片將產(chǎn)生諧振，不銹鋼片不斷地拍打與其接觸的吸水介質(zhì)部分，將對應區(qū)域吸水介質(zhì)上的液態(tài)溶液震蕩成有一定初速度的微小液滴，并從霧化片的微錐孔直接噴射到熱源面上，后續(xù)水霧不斷向前和四周運動，直至接觸到復合吸水層上，完成內(nèi)部液體的循環(huán)。微水霧冷卻過程中增強換熱基本原理如圖8所示。

圖8 微水霧散熱模組原理圖Fig.8 Schematic diagram of micro water mist cooling module

蒸發(fā)是否可以持續(xù)進行與蒸發(fā)面上方的飽和蒸氣壓密切相關。當蒸氣飽和時，蒸發(fā)與液化凝結(jié)就呈動平衡，汽化就停止。在相同溫度下，微小氣泡液面飽和蒸氣壓p′跟平面液面上的飽和蒸氣壓p是不相等的，其熱力學中的關系如公式(3)所示。

(3)

式中：σ為液體表面張力，vα為摩爾體積，R為氣體常數(shù)，T為絕對溫度，r為水滴半徑。

由公式(3)可知：當水滴的半徑r很大時，微小氣泡表面的飽和蒸氣壓p′趨近平面上的飽和蒸氣壓p；當微小液滴的半徑r很小時，p′就大于p。在氣壓等于同溫度的平面平衡的飽和蒸氣中的微小液滴達不到飽和平衡，它將繼續(xù)汽化。而且隨著液滴變小，p′比p將大得更多，使汽化更快。因此，微小液滴液面上的汽化在氣壓等于同溫度的平面平衡的飽和蒸氣中能夠繼續(xù)汽化。并且隨著液滴變小，汽化將更加迅速，直至液滴全部汽化，所以微小液滴的汽化效果最佳。

圖9 霧化測試實驗平臺Fig.9 Atomization test platform

3.2 散熱模組功率選擇

由公式(1)和(2)可知，流體介質(zhì)的表面張力、流體動力黏度、霧化片的孔徑、驅(qū)動頻率、驅(qū)動功率對霧化效果具有較大的影響。散熱模組流體介質(zhì)為純凈水，因此流體的表面張力和動力黏度確定，當驅(qū)動頻率與霧化片產(chǎn)生諧振時轉(zhuǎn)換效率才能達到最高。因此，在諧振頻率下通過對驅(qū)動功率進行調(diào)節(jié)，在滿足霧化要求下可以實現(xiàn)模組的低功耗驅(qū)動。為了驗證不同驅(qū)動功率對霧化效果的影響，搭建了如圖9所示的測試平臺。

通過霧化功率調(diào)節(jié)器，實現(xiàn)霧化片不同功率下的驅(qū)動，從示波器中讀取當前的電流和電壓值并進行功率計算。驅(qū)動電流調(diào)整范圍為3～45 mA，梯度為5 mA。通過對不同驅(qū)動功率下霧化片的直噴角度和直噴距離及形成的蘑菇頭進行測量，每組實驗5次然后取平均值，得出其對霧化效果的影響關系如圖10～12所示。

從圖10可以看出，隨著驅(qū)動功率的不斷增大，直噴角度從13°緩慢增長，當驅(qū)動功率大于1 W后增長迅速。從圖11可以看出，隨著驅(qū)動功率的增加，直噴距離有明顯提升，尤其當功率大于0.5 W后增加更加迅速。從圖12可以看出，隨著驅(qū)動功率的增加，霧化后的蘑菇頭起初變化不大，當功率大于1 W后寬度有明顯降低。在常壓下由于隨著驅(qū)動功率的增大，水霧的噴射動能增加，從而降低了水霧團聚效應。根據(jù)不同功率下的水霧測試實驗，結(jié)合水霧散熱模組的結(jié)構(gòu)尺寸及低功耗要求，最終選擇驅(qū)動功率為0.2 W，此時電流為7.4 mA，直噴角度為13°，直噴距離為53 mm，蘑菇頭寬度為68 mm。

圖10 驅(qū)動功率和直噴角度關系Fig.10 Relationship between driving power and angle

圖11 驅(qū)動功率與直噴距離關系Fig.11 Relationship between driving power and distance

圖12 驅(qū)動功率與蘑菇頭寬度關系Fig.12 Relationship between driving power and width

3.3 噴霧傾角選擇

選用的超聲波霧化片直徑為10 mm，金屬基片厚度為0.15 mm，陶瓷片厚度為0.6 mm，中心噴霧直徑為3 mm。將霧化片在模組一側(cè)傾斜放置，當霧化片的驅(qū)動功率確定時，霧化片的直噴距離和角度也將確定，通過調(diào)整霧化片的傾斜角度，得到熱源面上的直噴距離、直噴寬度及直噴面積與傾斜角度的關系，從而得到最佳的安裝角度，水霧散熱模組的相關基本參數(shù)如表3所示。

表3 水霧模組實驗參數(shù)Tab.3 Experimental parameters of water mist module

通過建立噴霧模型對不同傾斜角度下的噴霧情況進行模擬，其中β為霧化片與水平面的夾角，D為水霧在熱源面上的直噴距離，E為水霧在熱源面上的直噴寬度，S為水霧在熱源面上的直噴面積，仿真模型如圖13所示。

圖13 噴霧效果仿真模型Fig.13 Spray effect simulation model

圖14為不同傾斜角度與熱源面直噴長度和寬度的關系曲線。從圖中可以看出，隨著傾角的增加，直噴長度和寬度都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。傾角越小，直噴的長度和寬度越接近，直噴長度比寬度變化更加明顯，并且出現(xiàn)的峰值角度并不一致。圖15為不同傾斜角度與熱源直噴面積的關系曲線。從圖中可以看出，隨著傾斜角度的增大，直噴面積呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并且出現(xiàn)峰值的角度介于直噴長度和寬度峰值之間。

圖14 不同傾角與直噴距離和寬度關系Fig.14 Relationship between different angle with distance and width

圖15 不同傾角與直噴面積的關系Fig.15 Relationship between different angle and area

從圖14和圖15中可以看出隨著傾斜角度的增大，水霧的直噴長度、寬度和面積都呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，由于傾角增大對應的散熱模組的厚度也將增大，因此綜合考慮模組厚度和有效的熱源面直噴面積，最終選擇傾斜角度為83°，此時有效直噴面積為406 mm2，模組厚度為12 mm。

4 散熱實驗

4.1 實驗平臺搭建

圖16為制作的翅片風扇和水霧循環(huán)散熱模組樣品，兩種散熱方案的外形尺寸和功率相同，具體參數(shù)如表4所示。

圖16 散熱樣品實物圖Fig.16 Physical diagram of heat dissipation sample

表4 不同散熱方案參數(shù)對比表

圖17 實驗測試平臺Fig.17 Experimental test platform

為了與翅片風扇的散熱性能進行對比，搭建了如圖17所示的實驗測試平臺。車載HUD體積小、亮度高、散熱空間有限，是顯示行業(yè)急需解決散熱問題的產(chǎn)品之一。本文選用45.7 mm(1.8 in)1HUD的背光模組為實驗熱源，燈板共有12顆LED，輸入功率為4.6 W。

4.2 不同散熱方案對比實驗

在室溫環(huán)境下對兩種散熱方式進行了散熱實驗，通過采用熱敏電阻溫度采集系統(tǒng)對背光模組正面中心位置進行溫度采集，通過采用雙路測量取平均值方法作為最終的讀數(shù)，降低因熱敏電阻探頭讀數(shù)差異造成的誤差，實驗數(shù)據(jù)如表5所示。

表5 不同散熱方案實驗數(shù)據(jù)

圖18所示為采用不同的散熱方案時溫度隨時間的變化曲線。從圖中可以看出，溫度上升斜率：無散熱方案>翅片風扇方案>水霧散熱方案；在600 s時給背光和散熱措施同時通電，可以發(fā)現(xiàn)在600～1 000 s時溫度上升較快，并且1 100 s后基本保持穩(wěn)定。同功率和尺寸條件下采用水霧散熱方案比翅片風扇方案最大溫升降低了7.8 ℃，散熱性能提升了12.9%。

圖18 不同散熱方案數(shù)據(jù)擬合圖Fig.18 Data fitting diagram of different heat dissipation schemes

5 結(jié) 論

本文采用微水霧循環(huán)冷卻方案，通過微水霧對熱源面的直接噴射，從而實現(xiàn)熱源迅速降溫的目的。通過搭建實驗平臺，采用熱敏電阻溫度采集系統(tǒng)對翅片風扇和微水霧散熱模組兩種散熱方案的散熱性能進行了測試。實驗結(jié)果表明：通過對不同驅(qū)動功率和傾角的單因子實驗，給出優(yōu)化的霧化驅(qū)動功率以及最佳的噴霧傾角。并且在相同尺寸和功耗條件下，微水霧散熱模組的散熱性能比翅片風扇散熱方案提升12.9%，實現(xiàn)了主動式散熱方案低成本、無噪聲、高散熱性能的要求。