趙浩東，張甫仁，杜柏林，李 雪，黃郅凱，孫世政

（重慶交通大學(xué)機(jī)電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074）

目前隨著社會(huì)的進(jìn)步，汽車數(shù)量不斷上升，導(dǎo)致有害氣體和顆粒物的排放量增加，對(duì)環(huán)境和人體健康造成影響[1]。因此一些國家逐漸停止對(duì)燃油汽車的生產(chǎn)，推動(dòng)新能源汽車的制造，解決汽車污染物排放問題[2]。純電動(dòng)汽車、混合動(dòng)力汽車、燃料電池汽車是新能源汽車的典型代表[3]。

對(duì)于電動(dòng)汽車而言，電池扮演著重要的角色。目前電池?zé)峁芾硐到y(tǒng)中常用的冷卻方式為液冷與風(fēng)冷[4]。液體冷卻方式所采用的介質(zhì)相比于空氣而言傳熱系數(shù)和熱容量更高[5-6]，因此液體冷卻方式是更適合電池模組的冷卻方式。除此之外，冷卻方式還有相變材料冷卻[7]、熱管冷卻[8]、混合冷卻[9-10]等。

液冷系統(tǒng)可以通過改變液冷通道的結(jié)構(gòu)形式、翅片的形狀或結(jié)構(gòu)參數(shù)來改變流場(chǎng)的分布[11-12]，從而改善散熱情況[13]。Xie等[14]為了提高傳熱系數(shù)在液冷通道中增加了擋板，并分析了擋板高度和數(shù)量對(duì)散熱性能的影響。得到的結(jié)果是增加擋板能夠提高壁面溫度，增加了冷卻液和電池間的熱交換。為了提升傳熱系數(shù)和散熱性能，可以在液冷通道中增加擋板改變通道結(jié)構(gòu)，但是通道結(jié)構(gòu)型液冷板往往會(huì)導(dǎo)致壓力損失(壓降)增大[15]。相較之下，翅片型液冷板在相近的散熱表現(xiàn)下，壓力損失通常更低。Khoshvaght-Aliabadi等[16]發(fā)現(xiàn)與擋板相比，采用翅片的液冷系統(tǒng)具有更好的散熱性能。Law等[17-18]提出了一種具有翅片的MPFHS(micro-pin-fin heat sink，微型針翅式散熱器)，翅片可以形成第二通道，以提高散熱性能。

可見，在液冷板內(nèi)增設(shè)翅片可以有效地增強(qiáng)液冷板的散熱性能和溫度均勻性。該方法的實(shí)質(zhì)就是通過在局部位置增設(shè)翅片形成局部擾流，從而提升系統(tǒng)的散熱性能，但壓降增大是該方法難以避免的問題?；诖?，為了能提升液冷板的散熱性能并實(shí)現(xiàn)壓降的降低，本文提出在通道內(nèi)增設(shè)隔板，形成局部擾流來強(qiáng)化散熱性能；通過在隔板上增設(shè)導(dǎo)流孔，并將通道墻進(jìn)行翅片化，以實(shí)現(xiàn)壓降的降低。

1 模 型

1.1 幾何模型

本文根據(jù)傳統(tǒng)的液冷板結(jié)構(gòu)溫度較高，提出一種新型液冷板結(jié)構(gòu)。傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)和新型結(jié)構(gòu)的對(duì)比如圖1所示。由于方形電池的長、寬分別為140 mm、65 mm，因此液冷板整體尺寸為140 mm×65 mm×3 mm；通道內(nèi)的寬度為2 mm；隔板尺寸為51 mm×1 mm；冷卻液入口和出口尺寸均為5 mm×2 mm。其他相關(guān)參數(shù)見表1。

表1 液冷板相關(guān)尺寸參數(shù)Table 1 Relevant dimension parameters of liquid coding plate

圖1 液冷板幾何結(jié)構(gòu)及尺寸Fig.1 Geometrical structure and size of liquid cooling plate

1.2 數(shù)值模型

本文中的模型采用ANSYS Workbench進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在ANSYS Fluent 中進(jìn)行瞬態(tài)共軛問題的求解?？刂品匠掏ㄟ^壓力分解器進(jìn)行求解。采用基于壓力的分離算法和二階迎風(fēng)格式對(duì)控制方程進(jìn)行離散。在冷卻液質(zhì)量流量為0.1～1 g/s的基礎(chǔ)上計(jì)算出雷諾數(shù)小于2300，按規(guī)定為層流狀態(tài)。有關(guān)方程及計(jì)算如下所示。

動(dòng)量方程：

能量方程：

連續(xù)性方程：

其中，P代表微元體受到的壓力；T為溫度；Cp為比熱容；ST為流體的耗散項(xiàng)；k為傳熱系數(shù)；ρ表示流體的密度；u，v，w分別表示流體流動(dòng)的速度在x，y，z方向上的分量。

1.3 邊界條件

液冷板入口采用質(zhì)量流量入口，流量為0.5 g/s，溫度為25 ℃，出口采用壓力出口，其值為0 Pa，冷板與環(huán)境間的傳熱系數(shù)為5 W/(m·℃)，液冷板加熱面的熱通量為3412 W/m2，為了便于計(jì)算作出以下假設(shè)：

（1）設(shè)置在電池與液冷板之間不存在接觸熱阻；

（2）冷卻劑是穩(wěn)定的、不可壓縮的流體；

（3）冷卻劑在流動(dòng)過程中處于穩(wěn)定狀態(tài)；

（4）鋰電池在工作過程中受熱均勻；

（5）液冷板和冷卻劑的熱材料性能不隨溫度變化。

1.4 電池產(chǎn)熱的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)

本次需要計(jì)算出熱阻、傳熱系數(shù)、努塞爾數(shù)等參數(shù)值來對(duì)散熱能力和泵功率等進(jìn)行評(píng)價(jià)。計(jì)算方法如下所述[19]。

雷諾數(shù)(Reynolds number)是一種無量綱常數(shù)，表示流動(dòng)情況，流體的狀態(tài)是層流還是湍流可以通過雷諾數(shù)的大小區(qū)分。其表達(dá)式如下：

其中，Dh表示水力直徑；μf表示動(dòng)力黏度。

水力直徑Dh可表示如下：

其中，Ac表示液冷通道的橫截面積；p表示通道的周長；w和h分別表示液冷通道橫截面的寬和高。

努塞爾數(shù)的計(jì)算如下：

式中，h為對(duì)流換熱系數(shù)；k為液冷板的傳熱系數(shù)。對(duì)流換熱系數(shù)h的表達(dá)式為

式中，Q為熱流密度。

平均熱阻的計(jì)算公式如下：

TW表示液冷板加熱面的平均溫度；q為冷板表面熱通量。

外界水泵給液冷板輸送冷卻液需要的能耗用泵功率Wpump表示，對(duì)應(yīng)的計(jì)算公式如下：

其中，ΔP表示壓降；Qv表示體積流量。

其中，Pin是進(jìn)口處壓力；Pout為出口的壓力。

鑒于液冷板換熱性能的提高可能會(huì)導(dǎo)致其壓降升高，因此需要綜合考慮這兩種性能對(duì)液冷板的影響。本文選擇綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM作為液冷板性能的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)，以綜合考慮壓降和換熱性能的影響[20]。其表達(dá)式如下：

式中，h0表示初始液冷板的傳熱系數(shù)；h表示優(yōu)化液冷板的傳熱系數(shù)。

1.5 網(wǎng)格獨(dú)立性

為了平衡計(jì)算精度和時(shí)間，合適的網(wǎng)格數(shù)就顯得尤為重要。這里，使用ANSYS Workbench對(duì)5種網(wǎng)格工況進(jìn)行獨(dú)立性分析。局部網(wǎng)格的展示如圖2(a)所示。由圖2(b)可知，當(dāng)網(wǎng)格的數(shù)量超過887725時(shí)，平均溫度Tave和最高溫度Tmax的差值均處于5%的誤差范圍內(nèi)，因此本文采用的網(wǎng)格數(shù)為887725。

圖2 網(wǎng)格展示與獨(dú)立性分析Fig.2 Grid display and independence analysis

2 數(shù)值模擬驗(yàn)證

本文使用圖3(a)所示的液冷板實(shí)驗(yàn)平臺(tái)來驗(yàn)證CFD方法的有效性，該實(shí)驗(yàn)平臺(tái)分為3個(gè)部分：發(fā)熱系統(tǒng)，冷卻系統(tǒng)，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。將質(zhì)量流量設(shè)為0.5 g/s、1 g/s、1.5 g/s和2 g/s，然后進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)中所采用的加工儀器以及液冷板如圖3(b)所示，在仿真模型基礎(chǔ)上，在基礎(chǔ)液冷板尺寸上增加7 mm寬度來添加螺栓孔，因此實(shí)際液冷板尺寸是154 mm×79 mm×6 mm。

圖3 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)與液冷板模型Fig.3 Experimental platform and liquid cooling plate model

實(shí)驗(yàn)過程如圖4所示，實(shí)驗(yàn)儀器主要有溫度采集儀(LD5200)、電源(SS-1003)、恒溫箱(SPX-150B)、流量計(jì)(LZB-4WB)、蠕動(dòng)泵(550)、恒溫水浴鍋(HH-4)、計(jì)算機(jī)等。恒溫箱控制溫度，恒溫水浴鍋提供恒定溫度的冷卻液。智能蠕動(dòng)泵將冷卻液帶入轉(zhuǎn)子流量計(jì)。質(zhì)量流量通過轉(zhuǎn)子流量計(jì)與液冷板模型進(jìn)口相連接來改變其大小。此次采用的冷卻液無雜質(zhì)。另外，本實(shí)驗(yàn)采用鋁塊和加熱棒來替代電池。使用5個(gè)PT100熱電阻來測(cè)量溫度，圖5展示了溫度采集點(diǎn)的布置形式。通過溫度采集儀對(duì)得到的相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行記錄和保存。為了保證25 ℃的恒溫環(huán)境，將實(shí)驗(yàn)裝置放入恒溫箱。

圖4 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的搭建及原理圖Fig.4 Construction and schematic diagram of the experimental platform

圖5 液冷板上5個(gè)測(cè)溫點(diǎn)的分布圖Fig.5 Distribution of 5 temperature measuring points on the liquid cooling plate

通過表2得出不同流量下實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果間的誤差小于5%，因此仿真結(jié)果可靠。

表2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對(duì)比Table 2 Comparison between experimental data and simulation data

3 結(jié)果與討論

3.1 導(dǎo)流孔與導(dǎo)流翅片個(gè)數(shù)的討論

液冷板是對(duì)稱的結(jié)構(gòu)，因此只在一側(cè)隔板上增設(shè)導(dǎo)流孔，另一側(cè)則做相同變化?？梢酝ㄟ^在隔板上增設(shè)導(dǎo)流孔的方式來減小冷卻液的流動(dòng)距離，從而達(dá)到降低壓降的效果。將隔板命名為隔板A、隔板B、隔板C，如圖6所示。在隔板上增加1～2個(gè)長度為2 cm，寬度與隔板相同的導(dǎo)流孔，共8種組合情況，如表3 所示。對(duì)得到的8 種組合進(jìn)行仿真得出每個(gè)組合的Tave、ΔP和FOM值如圖7所示。通過圖7得到當(dāng)組合方式為A1B2C1時(shí)綜合性能最佳。

表3 8種組合形式Table 3 Eight combinations

圖6 液冷板內(nèi)隔板名稱Fig.6 Names of the internal partitions of liquid cooling plate

圖7 8種組合方式的液冷板仿真結(jié)果Fig.7 Simulation results of liquid cooling plate with 8 combinations

在上述基礎(chǔ)上，將鋁塊進(jìn)行分割，如圖8 所示，得到多個(gè)導(dǎo)流翅片，使冷卻液二次分流，增加液冷板與冷卻液的熱交換面積。觀察圖9得知，當(dāng)翅片數(shù)量增加時(shí)，Tave略有起伏，ΔP則不斷增大，而有11個(gè)翅片時(shí)，綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM最大，此時(shí)綜合性能最好，故組合方式為A1B2C1-11，其Tave為36.641 ℃，ΔP為11.644 Pa，相較于初始結(jié)構(gòu)，Tave和ΔP分別降低了0.682 ℃和13.846 Pa。

圖8 導(dǎo)流翅片的分割形式Fig.8 Segmentation form of diversion fin

圖9 導(dǎo)流翅片個(gè)數(shù)的影響Fig.9 Influence of the number of diversion fins

3種液冷板的溫度云圖和流速云圖，如圖10所示。從溫度云圖得知，相對(duì)于傳統(tǒng)液冷板結(jié)構(gòu)和新型液冷板結(jié)構(gòu)，優(yōu)化液冷板結(jié)構(gòu)具有更均勻的溫度分布。從流速云圖可以得知，這種結(jié)果是因?yàn)閭鹘y(tǒng)液冷板結(jié)構(gòu)的流量分布不均，存在一些死流區(qū)域，而新型液冷板結(jié)構(gòu)添加了隔板以減緩冷卻液的流速所致。優(yōu)化液冷板結(jié)構(gòu)由于添加了導(dǎo)流孔和導(dǎo)流翅片，死流區(qū)域明顯減少，溫度分布更均勻。

圖10 液冷板優(yōu)化前后的溫度云圖和流速云圖Fig.10 Temperature nephogram and velocity nephogram of liquid cooling plate before and after optimization

3.2 基于多目標(biāo)優(yōu)化方法的導(dǎo)流孔的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

基于目前的優(yōu)化液冷板結(jié)構(gòu)為A1B2C1-11，本節(jié)將對(duì)4 個(gè)導(dǎo)流孔進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化。以隔板上4 個(gè)導(dǎo)流孔(分別命名為m、n、p、q)作為優(yōu)化變量，從而通過對(duì)4個(gè)導(dǎo)流孔的位置分布的討論來優(yōu)化液冷板的平均溫度和壓降。

本研究所采用的方法為最優(yōu)拉丁超立抽樣設(shè)計(jì)，以應(yīng)用于探究圖11中包括4個(gè)導(dǎo)流孔在內(nèi)的設(shè)計(jì)變量。其中，m 距離隔板A 起始處長度為X1，n距離隔板B 起始處長度為X2，p 與n 之間的距離為X3，q距離隔板C起始處長度為X4。上述變量的值范圍可參見表4。

表4 變量的名稱及其取值范圍Table 4 Names of variables and their value ranges

圖11 設(shè)計(jì)變量參數(shù)示意圖Fig.11 Schematic diagram of design variable parameters

在變量空間中隨機(jī)選取52 個(gè)樣本點(diǎn)，分布圖如圖12 所示。對(duì)樣本點(diǎn)進(jìn)行仿真模擬可以得到每個(gè)樣本點(diǎn)對(duì)應(yīng)的響應(yīng)值平均溫度Y1和壓降Y2，對(duì)應(yīng)關(guān)系見表5。Y1、Y2的計(jì)算公式為

表5 樣本點(diǎn)與其對(duì)應(yīng)的響應(yīng)值Table 5 Corresponding response values of sample points

圖12 樣本點(diǎn)分布圖Fig.12 Distribution of sample points

其中，f1和f2分別表示Y1和Y2關(guān)于自變量(X1，X2，X3，X4)的函數(shù)；ε1和ε2分別表示Y1和Y2的誤差。

為了判斷擬合精度，計(jì)算計(jì)算模型的樣本決定系數(shù)R2：如果R2＜0.9，表示該模型不合格；如果R2≥0.9，則表示該模型合格。由圖13 所示，通過函數(shù)關(guān)系式得到平均溫度Y1與壓降Y2的樣本決定系數(shù)R2值分別為0.95644和0.99757，滿足要求，因此該模型可以用于下一步的算法優(yōu)化。表6為實(shí)驗(yàn)值與預(yù)測(cè)值的相關(guān)參數(shù)。

表6 預(yù)測(cè)值與實(shí)際值的相關(guān)參數(shù)表Table 6 Correlation parameters of predicted value and actual value

圖13 響應(yīng)值Y1和Y2的擬合精度Fig.13 Fitting accuracy of response values Y1 and Y2

由ASA[21]算法(基于模擬退火算法改進(jìn)的自適應(yīng)模擬退火算法)通過對(duì)原始模型產(chǎn)生擾動(dòng)得到新模型，然后根據(jù)Metropolis接受準(zhǔn)則來確定新模型的接受概率，接受概率表達(dá)式如下：

式中，f(j)為新解目標(biāo)函數(shù)值；f(i)表示初始解目標(biāo)函數(shù)值；TK表示溫度值。

經(jīng)過ASA 算法尋優(yōu)后，得到最優(yōu)設(shè)計(jì)變量的參數(shù)為：X1=26.907 mm，X2=3.276 mm，X3=0 mm，X4=19.709 mm。此時(shí)Y1=36.55 ℃，Y2=10.31 Pa。

對(duì)上述得到的優(yōu)化液冷板結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬得到仿真結(jié)果，然后與ASA算法得到的預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表7。由計(jì)算得知預(yù)測(cè)結(jié)果與仿真結(jié)果之間的相對(duì)誤差值均小于2%，說明了預(yù)測(cè)結(jié)果的可靠性。本次優(yōu)化得到的液冷板結(jié)構(gòu)與初始液冷板相比Tave降低0.728 ℃ (1.95%)，ΔP降低14.992 Pa(58.82%)。圖14 展示出了初始結(jié)構(gòu)與優(yōu)化結(jié)構(gòu)的溫度云圖與壓力云圖。觀察溫度云圖得知，優(yōu)化后液冷板的高溫區(qū)域減少，溫度分布更加合理；觀察壓力云圖得知，優(yōu)化后液冷板的壓降降低，通過改變導(dǎo)流孔位置可以適當(dāng)?shù)亟档蛪航怠?/p>

表7 預(yù)測(cè)值與仿真值的對(duì)比Table 7 Comparison of predicted and simulated values

圖14 多目標(biāo)優(yōu)化前后溫度云圖變化Fig.14 Changes of temperature nephogram before and after multi-objective optimization

3.3 基于正交實(shí)驗(yàn)的液冷板優(yōu)化結(jié)構(gòu)

在上述最優(yōu)的液冷板結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，本節(jié)將對(duì)導(dǎo)流翅片的角度以及開口寬度進(jìn)行討論。由于液冷板是對(duì)稱結(jié)構(gòu)，本次只對(duì)一側(cè)的翅片進(jìn)行變化，另一側(cè)做相同的變化即可。由圖15所示，將4排翅片分別命名為組D、組E、組F、組G，4組翅片與垂直方向的夾角為α1、α2、α3、α4，夾角的大小設(shè)置為70°、80°、90°、100°、110°共5 個(gè)等級(jí)。其次在每個(gè)翅片的中間開口，開口寬度為W，W的取值設(shè)置為0 mm、2 mm、4 mm、6 mm、8 mm。然后列出5因素5水平的正交表如表8所示，共25組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，以Tave與ΔP為評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)每組實(shí)驗(yàn)進(jìn)行仿真模擬，最后通過極差分析得到最優(yōu)結(jié)構(gòu)。

表8 25組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及仿真結(jié)果Table 8 Experimental data and simulation results of 25 groups

圖15 各因素示意圖Fig.15 Schematic diagram of each factor

通過表8內(nèi)的數(shù)據(jù)，根據(jù)下列公式可得到評(píng)價(jià)指標(biāo)的極差分析結(jié)果[22]：

其中，i表示水平，j代表因素；Yij是某一實(shí)驗(yàn)結(jié)果；Kij是相同水平的實(shí)驗(yàn)結(jié)果之和；n表示水平的個(gè)數(shù)；Sj則為方差。

對(duì)液冷板平均溫度與壓降的極差與方差分析，由表9 可知對(duì)液冷板平均溫度Tave影響從大到小依次為W＞α4＞α2＞α1＞α3，對(duì)應(yīng)的最佳組合為W(3)α1(1)α2(1)α3(2)α4(1)，命名為U；當(dāng)考慮到壓力損失時(shí)，由表10 可知各因素對(duì)壓降影響程度的順序?yàn)閃＞α4＞α2＞α3＞α1，對(duì)應(yīng)的最佳組合為W(5)α1(2)α2(3)α3(3)α4(2)，命名為V。通過計(jì)算得到組合U和組合V的FOM值分別為1.794和1.859，因此選擇組合V。

組合V與組合U的溫度云圖與壓力云圖如圖16所示，壓力云圖直觀地反映出了組合V的壓降明顯低于組合U。對(duì)比組合V 與初始液冷板，組合V 的Tave與ΔP分別降低了0.869 ℃(2.33%)和18.257 Pa(71.62%)。

圖16 2種組合的溫度云圖與壓力云圖Fig.16 Temperature cloud images and pressure cloud images of 2 combinations

3.4 冷板特性分析

根據(jù)圖17，將4種不同結(jié)構(gòu)的液冷板分別命名為case0(傳統(tǒng)液冷板)、case1(初始液冷板)、case2(3.1 節(jié)中得到的優(yōu)化液冷板)、case3(3.3 節(jié)中得到的最優(yōu)液冷板)，然后討論4 種液冷板結(jié)構(gòu)的Nu(努塞爾數(shù))、ΔP和FOM3個(gè)指標(biāo)隨雷諾數(shù)的變化情況。

圖17 4種液冷板結(jié)構(gòu)Fig.17 4 liquid cooling plate structures

3.4.1 不同液冷板結(jié)構(gòu)的熱特性分析

Nu是對(duì)流熱量和傳導(dǎo)熱量的比值，它是無量綱常數(shù)，Nu越大，傳熱性能越好。圖18展示了4種液冷板的Nu值隨雷諾數(shù)Re(100～400)變化的趨勢(shì)。

圖18 4種液冷板結(jié)構(gòu)的Nu值隨雷諾數(shù)變化趨勢(shì)Fig.18 Variation trend of Nu values of 4 liquid cooling plate structures with Reynolds number

由圖18可知，4種液冷板結(jié)構(gòu)均呈現(xiàn)出隨著雷諾數(shù)的增加，努塞爾數(shù)也逐漸增加的趨勢(shì)。相比之下，傳統(tǒng)液冷板結(jié)構(gòu)case0 的Nu值最小，這表示在對(duì)流換熱方面?zhèn)鹘y(tǒng)結(jié)構(gòu)還存在不足。其原因包括傳統(tǒng)直通道液冷板結(jié)構(gòu)會(huì)導(dǎo)致冷卻液在液冷板內(nèi)滯留時(shí)間短，使得換熱時(shí)間較少；還包括傳統(tǒng)液冷板結(jié)構(gòu)的液冷通道面積小，造成換熱面積減少。結(jié)構(gòu)case1 的Nu值隨著雷諾數(shù)增加不斷增大，因?yàn)閏ase1液冷板在傳統(tǒng)液冷板基礎(chǔ)上添加了隔板，這就使得冷卻液在液冷板內(nèi)滯留的時(shí)間變長，延長了換熱時(shí)間。結(jié)構(gòu)case2、case3 是在case1 的基礎(chǔ)上通過增設(shè)導(dǎo)流孔和翅片的方式來進(jìn)一步優(yōu)化，優(yōu)化后使冷卻液在液冷通道中形成二次分流，增加換熱面積，所以case2 和case3 的Nu值比case1 的大。從圖18 可知，當(dāng)雷諾數(shù)的取值大于250 時(shí)，優(yōu)化結(jié)構(gòu)case3的Nu值最大。

3.4.2 壓降特性分析

液冷板所需要的泵功率能夠通過壓降的大小來反映，泵功率越小，所需的壓降越小，代表外部給液冷板供給的能量越小。如圖19所示，展示了4種液冷板結(jié)構(gòu)中壓降隨雷諾數(shù)(100～400)的變化。

圖19 4種結(jié)構(gòu)的壓降隨雷諾數(shù)的變化趨勢(shì)Fig.19 Variation trend of pressure drop of the four structures with Reynolds number

根據(jù)圖19 得知，當(dāng)雷諾數(shù)增加時(shí)，4 種結(jié)構(gòu)(case0、case1、case2、case3)的壓降均呈現(xiàn)出上升的勢(shì)頭。這是因?yàn)殡S著冷卻液質(zhì)量流量增加，會(huì)導(dǎo)致通道內(nèi)的翅片對(duì)冷卻液造成阻流，使流動(dòng)阻力變大，所以壓降增加。相比之下，結(jié)構(gòu)case1壓降最大，因?yàn)楦舭宓奶砑訉?dǎo)致冷卻液流動(dòng)距離加長。結(jié)構(gòu)case2、case3 的壓降比case1 低，是因?yàn)樵诮蛋迳咸砑恿藢?dǎo)流孔并優(yōu)化了翅片結(jié)構(gòu)，使得部分冷卻液流動(dòng)距離大大減小。當(dāng)雷諾數(shù)取值在100～300時(shí)，結(jié)構(gòu)case3的壓降最小。

3.4.3 綜合性能的分析

本節(jié)將討論在雷諾數(shù)變化的情況下，不同微通道結(jié)構(gòu)的綜合性能。本次討論規(guī)定在不同的雷諾數(shù)下case1 均為基礎(chǔ)的工況，綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM的取值為1，在此基礎(chǔ)上計(jì)算出其他3 種工況的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM的值。結(jié)果如圖20所示。

圖20 不同雷諾數(shù)下對(duì)應(yīng)的FOM值Fig.20 Corresponding FOM values at different Reynolds number

根據(jù)圖20可知，雷諾數(shù)在100～400內(nèi)時(shí)，相較于case1，其他3種工況的FOM取值均大于1，這是因?yàn)槠渌?種工況提供的熱對(duì)流性能比產(chǎn)生的流動(dòng)阻力大。隨著雷諾數(shù)不斷變大，case0的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM值會(huì)減小，這表示與熱對(duì)流性能相比，壓降對(duì)結(jié)構(gòu)case1影響更大；case2和case3的綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)FOM值則出現(xiàn)了先增后減的情況，并且FOM的值遠(yuǎn)大于1，因此case2 和case3 的熱性能更好。由圖20 可知，F(xiàn)OM取得最大值時(shí)，雷諾數(shù)為150，液冷板結(jié)構(gòu)為case3，相對(duì)于case1提升91.05%。

4 結(jié) 論

本文提出了一種帶隔板的新型液冷板結(jié)構(gòu)，分析并討論了一些參數(shù)(導(dǎo)流孔和導(dǎo)流翅片的數(shù)量、導(dǎo)流孔位置、翅片傾斜角度，以及翅片開口尺寸等)對(duì)液冷板性能的影響。得到的結(jié)論如下：

（1）經(jīng)過對(duì)導(dǎo)流孔和翅片討論后，得知導(dǎo)流孔個(gè)數(shù)為4，導(dǎo)流翅片個(gè)數(shù)為11時(shí)，液冷板的散熱性能最好。

（2）經(jīng)過對(duì)4 個(gè)導(dǎo)流孔位置進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化后，液冷板的Tave降低了0.728 ℃ (1.95%)，ΔP降低了14.992 Pa(58.82%)。

（3）通過正交實(shí)驗(yàn)，對(duì)翅片與垂直線的傾斜角度與翅片中間開口寬度進(jìn)行優(yōu)化后，液冷板的Tave降低了0.869 ℃(2.34%)，ΔP降低了18.257 Pa(71.62%)。

（4）在熱特性分析后，可知當(dāng)雷諾數(shù)變大后，經(jīng)過優(yōu)化的液冷板具有更大的Nu值。尤其是雷諾數(shù)為150 時(shí)，結(jié)構(gòu)case3 的FOM值最大，相比于case1提升了91.05%。