某相控陣雷達T/R組件熱設計研究

任 恒 劉萬鈞 洪大良 黃 靖 張先鋒

(中國電子科技集團公司第三十八研究所 合肥 230088)

0 引言

隨著電子信息技術的高速發展，電子元件的尺寸越來越小，芯片的集成密度不斷提高，導致雷達天線陣面的熱耗及局部熱流密度都迅速增大。未來全數字陣列雷達天線陣面的熱耗將達到兆瓦量級，而作為相控陣雷達核心器件的T/R 組件熱耗將達到千瓦量級，功率芯片局部熱流密度將可能超過150W/cm2。電子器件都有其工作溫度的上限，任何設計精良的電子設備在長期過熱及不均勻熱應力的情況下都會發生故障或失效。美空軍整體計劃分析報告里指出:電子設備的失效有55%是由溫度引起的，“10℃法則”也明確指出:半導體器件的溫度每升高10℃，其可靠性就會降低50%［1-3］。由于有源相控陣雷達T/R 組件的幅相特性和接收增益均受到溫度的影響，因此對T/R 組件進行良好的熱設計，實現將組件內部發熱器件產生的熱量快速散發出去，從而將功率器件的工作溫度控制在允許溫度范圍內，對提高相控陣雷達的可靠性具有重要意義。

對電子設備進行熱控制主要基于熱量傳遞的三種方式［4］:熱傳導、熱對流、熱輻射。熱傳導主要依靠分子、原子及自由電子等微觀粒子熱運動而進行熱量傳遞;熱對流主要依靠流體的運動，把熱量由一處傳遞到另一處;熱輻射依靠物體的表面發射可見和不可見的射線進行能量傳遞。根據熱量傳遞方式已經發展出了一系列積極主動的熱控制手段，以實現對發熱器件的溫度控制，主要包括:強迫風冷、強迫液冷、相變冷卻、噴霧冷卻等。相較于其他散熱方式，強迫液冷具有散熱能力強、技術成熟、可靠性高等優點，為大功率高熱流密度電子設備首選的散熱方式。

隨著計算機技術的發展，采用數值模擬的方式對電子設備進行熱仿真已經逐步成為熱分析的主要手段。根據文獻［5］對主流熱分析軟件的分析比較，本文采用Icepak 熱仿真軟件對大功率高熱流密度有源相控陣雷達T/R 組件進行了熱設計與熱仿真分析，得到功率器件的溫度分布情況，以驗證其是否滿足使用要求，同時給出了熱設計方案的改進措施，對T/R 組件熱設計、熱仿真問題的工程應用提供了借鑒。

1 問題描述

T/R 組件主要由4 個功率管、4 個輸入端環行器及負載電阻、1 個輸出端環行器及負載電阻和1塊冷板組成，其最大外形尺寸(L × W × H)為500mm × 472mm × 45mm，如圖1所示。在全反射工作模式下，環行器熱耗較小，可以忽略不計，主要發熱器件為功率管和負載電阻，此時T/R 組件總熱耗為3323W，熱耗組成如表1所示。可以看到單個功率管熱耗為330W，輸入端環行器負載熱耗為500W，輸出端環行器負載為3W。表2 給出了全反射模式下組件內各功率器件的熱流密度，此時功率管的熱流密度為103.1W/cm2，熱流密度較大，遠遠超過了強迫風冷的散熱能力。考慮到組件主要通過冷板散熱，強迫液冷的散熱能力目前可以達到150W/cm2，因此，組件的熱設計采用強迫液冷的冷卻形式。

表1 T/R 組件熱耗構成

表2 組件內各功率器件的熱流密度

圖1 T/R 組件結構示意圖

圖2 冷板與發熱器件分布

2 熱設計方案的確定

冷卻介質采用去離子水，供液溫度按照較為惡劣的環境進行計算，取為30℃。在一定的耗散功率下，冷卻液的流量越大，對流換熱系數越大，發熱器件的表面溫度將越低，但冷卻系統的流阻隨流速的增加而劇增，因此冷卻液流量應結合組件散熱與壓力之間的關系綜合考慮來確定。根據流量與壓力匹配關系，冷卻液溫升5℃時，估算得出冷卻整個組件需要的冷卻液約為6L/min。根據芯片的結溫和熱阻，要求全反射模式下末級組件正常工作時功率管管殼最高溫度不能超過90℃，4 個功率管最大溫差不超過5℃，環行器負載最高溫度不能超過105℃。

針對T/R 組件大功率、高熱流密度、高溫度一致性要求以及低壓損等設計難點，熱設計采用以下技術:

(1)采用低熱阻設計技術，在冷板流道內嵌微小型翅片，增大冷卻液與冷板結構在熱耗集中區的換熱面積，提升冷板結構的冷卻能力，并降低組件供液流量需求;

(2)冷板流道采用流域分區，并在每個流域子區內采用流量與壓力匹配設計技術。功率管和負載電阻對應的流域采用并聯設計，以保證子區內各功率器件供液流量的一致性。

3 熱仿真分析

3．1 計算模型

熱仿真計算采用ANSYS Icepak 軟件進行，根據軟件建模的特點和要求，在保證仿真結果不失真的前提下，對仿真模型進行了部分簡化，主要如下:

(1)忽略了T/R 組件與周圍空氣的對流散熱;

(2)忽略了輻射散熱因素;

(3)忽略了所有螺釘孔以及與冷板傳熱關系不大的局部部件。

各功率器件在冷板上的分布如圖2所示，其中冷板厚度為10mm，材料為6061-T6 鋁合金，此型號鋁合金密度為2700kg/m3，導熱率為167W/m·K，比熱容為896J/kg·K。功率管厚度為2mm，輸入和輸出端環行器負載厚度都為8mm。功率管先焊到同等大小的鉬銅載體(厚度0.2mm)上，再焊接在1mm 的硅鋁殼體上，之后殼體通過螺釘實現與冷板連接。殼體與冷板之間通過涂導熱硅脂降低接觸熱阻。在計算中，導熱硅脂的厚度取為0.2mm，導熱系數為0.7W/m·K。冷板內流道布局如圖3所示，為了降低功率器件的溫度不一致性，流道采用了等流程并聯設計技術。其中，流道高度為5mm，進出水口流道寬度取為10mm，連接功率管和環行器負載微通道區域的水道寬度為4mm。為了增大換熱面積，有效降低功率器件的溫度，微通道區域中翅片厚度取為1.2mm，翅片間距取為2.5mm，如圖3所示。

3．2 數值模擬與結果分析

采用圖2 的模型進行計算，冷卻液入口溫度為30℃，各個器件熱耗按表1 取值。Icepak 軟件提供了方便的自動化網格生成器，其中包括非結構化的連續網格和不連續網格，結構化的連續網格和不連續網格，以及四面體網格。本文模型采用非結構連續網格生成器進行網格劃分，單元數和節點數分別是為1959606 和2041116，功率器件附近的網格分布如圖4所示。

計算結果:冷卻液進口速度取為1.67m/s，冷板內冷卻液的流量為6L/min，各發熱器件的溫度分布如圖5所示。此時，四只功率管管殼最高溫度為101.4℃，最低溫度為100.6℃，不滿足功率管管殼最高溫度不超過90℃的指標要求，需要進一步優化設計。輸入端環行器負載最高溫度78.1℃，輸出端環行器溫度為19.8℃，滿足指標要求。圖6 給出了冷板內流道的壓力損失分布，可以看到冷板內流體的壓力損失大約為0.36bar，滿足低壓損設計要求。

圖4 功率器件附近網格分布

圖5 發熱器件溫度分布云圖

圖6 冷板流道內壓力分布圖

3．3 熱設計方案優化

上述熱設計方案中，功率管管殼最高溫度超過允許溫度11℃，不能滿足功率管的散熱要求，需要進一步優化。為了提高散熱能力，有效降低功率管溫度，采用在硅鋁殼體下襯純銅塊的方法。純銅的導熱率為387.6W/m·K，其傳熱能力遠大于鋁材，通過襯銅可以擴大散熱面積，使功率管產生的熱量快速擴展開來。功率管與鉬銅和硅鋁殼體焊接后，硅鋁殼體再焊接在大小為126mm ×76mm、厚度為2.5mm 的純銅上，之后純銅與冷板通過螺釘連接，銅塊與冷板之間通過涂導熱硅脂降低接觸熱阻，襯銅與冷板之間接觸熱阻取為1℃·cm2/W，計算模型如圖7所示。

冷板內冷卻液的流量仍取6L/min，各發熱器件的溫度分布如圖8所示。此時，四只功率管管殼最高溫度為87.7℃，最低溫度為84.8℃，溫度不一致性小于3℃。輸入端環行器負載最高溫度78.9℃，輸出端環行器溫度為20.2℃，都滿足指標要求。

為了進一步降低功率管溫度，將襯銅厚度增加到4mm，此時功率管管殼最高溫度為81.8℃，最低溫度為78.4℃，輸入端環行器負載最高溫度79.0℃，輸出端環行器溫度為20.1℃，功率器件溫度分布如圖9所示。可見，當襯銅厚度增加時，可以有效降低從功率管到冷板熱量傳輸路徑的熱阻，將功率管管殼的最高溫度降低了5.9℃。

圖7 冷板與發熱器件分布

圖8 襯銅厚度為2.5mm 時發熱器件溫度分布云圖

圖9 襯銅厚度為4mm 時發熱器件溫度分布云圖

4 結論

有源相控陣雷達T/ R 組件具有大功率、高熱流密度、高溫度一致性要求等特點，采用結構與熱控協同設計技術，將冷板與組件進行一體化設計，并采用強迫液冷的冷卻方式，可以有效控制功率器件的溫度。進一步采用銅熱擴展板，大大降低了傳熱路徑的熱阻，提高了冷卻效率，將主要功率器件的溫度控制在指標允許的范圍之內。隨著結構與熱控協同設計技術的持續發展，以及液冷冷板制造工藝的不斷提升，強迫液冷散熱方式將在有源相控陣雷達中得到更廣泛的應用。

［1］Nelson L A，Sekhon K S，FritzJE.Direct heat pipe cooling of semiconductor devices ［C］.Proceedings of the 3th International Heat Pipe Conference，1978:373-376.

［2］謝德仁.電子設備熱設計工作點評［J］.電子機械工程，1999，71(1):27-28.

［3］國防科工委軍用標準化中心.電子設備可靠性熱設計手冊［M］.北京:國防科工委軍標發行部出版發行部，1992.

［4］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京:高等教育出版社，2006.

［5］陳潔茹，朱敏波，齊穎.Icepak 在電子設備熱設計中的應用［J］.電子機械工程，2005，21(1):14-16.