基于熱仿真的模塊散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計及優(yōu)化

謝 攀， 何 翔， 李文杰， 王 軒， 王一丁

(成都四威功率電子科技有限公司， 成都 610097)

隨著中國經(jīng)濟的高速發(fā)展，城市土地資源日趨緊張，供電需求日益旺盛，變電站的小型化和緊湊性設(shè)計已然成為主流趨勢，其中使用的電子設(shè)備的器件集成度和功率密度越來越高[1]，設(shè)備內(nèi)部的熱量和熱流密度急劇上升，常規(guī)的結(jié)構(gòu)設(shè)計無法滿足產(chǎn)品的散熱需求。為了解決大功率-高功率密度產(chǎn)品的散熱問題，國內(nèi)外很多研究者長期以來針對電子產(chǎn)品的散熱優(yōu)化進行了大量研究[2-5]，將新產(chǎn)品[6-7]和新工藝[8]應(yīng)用到產(chǎn)品結(jié)構(gòu)設(shè)計過程中，保證了產(chǎn)品散熱的有效性和工作的可靠性。

為提升大功率模塊在強迫風(fēng)冷設(shè)備中的散熱效果，滿足戶內(nèi)電站小型化和緊湊性設(shè)計的需求，筆者以一種大功率-高功率密度功率放大模塊為研究對象，結(jié)合其工程應(yīng)用，對比分析常規(guī)散熱結(jié)構(gòu)和優(yōu)化散熱結(jié)構(gòu)的散熱性能，給出了產(chǎn)品的優(yōu)化設(shè)計思路，可為同類產(chǎn)品的工程應(yīng)用提供參考。

1 物理模型

功率放大模塊結(jié)構(gòu)見圖1，模塊外形尺寸為200 mm×120 mm×32.5 mm，將熱源簡化為1個86 mm×27.5 mm的面熱源。熱源焊接在功率放大模塊內(nèi)腔底部，仿真計算時可忽略熱源和模塊之間的接觸熱阻。熱源功率為450 W，設(shè)計要求其在穩(wěn)態(tài)工作時的表面溫度不超過105 ℃。

圖1 功率放大模塊示意圖

1.1 常規(guī)散熱模型1

常規(guī)散熱模型1通常是在模塊底面(散熱面)貼合散熱器，通過散熱翅片與冷風(fēng)的強迫對流散熱。采用強迫風(fēng)冷結(jié)構(gòu)設(shè)計時，需要形成良好的風(fēng)道。為了充分利用分機的安裝空間和風(fēng)機選型，針對模型1設(shè)計的散熱結(jié)構(gòu)見圖2。該模塊采用中間是風(fēng)道、兩邊是模塊的對稱結(jié)構(gòu)，2個散熱器的總高度和模塊寬度相近，可安裝最大占地尺寸是120 mm×120 mm的風(fēng)機，散熱器為一種工業(yè)常用的焊接鰭片散熱器，具體參數(shù)見表1。風(fēng)機安裝罩主要用于仿真階段形成密閉風(fēng)道和風(fēng)機模型設(shè)置。

圖2 模塊散熱結(jié)構(gòu)示意圖

表1 焊接散熱器參數(shù)

1.2 優(yōu)化散熱模型2

模型2是在模型1的基礎(chǔ)上，優(yōu)化了功率放大模塊腔體結(jié)構(gòu)，散熱器保持不變，其模塊結(jié)構(gòu)見圖3。具體措施是在模塊腔體底部嵌入熱管，熱管通過高溫焊料與模塊腔體焊接成整體。對于熱管底部與盒體底面所組成的平面，其整體平面度不高于0.1。圖3中的熱管直徑、數(shù)量和排列形式是當(dāng)前算例的其中一種方式，在類似產(chǎn)品設(shè)計時，可進一步優(yōu)化，總體原則是將熱管的兩端分別放置于高熱量區(qū)域和低熱量區(qū)域。模型2整體效果見圖4。

圖3 模型2模塊腔體示意圖

圖4 模型2整體效果圖

1.3 優(yōu)化散熱模型3

模型3是在模型1的基礎(chǔ)上，優(yōu)化了散熱器結(jié)構(gòu)，功率放大模塊腔體保持不變，具體見圖5。具體措施是在散熱器基板和鰭片之間嵌入熱管，熱管通過焊料與基板和鰭片焊接成整體。圖5中的熱管形狀、直徑、數(shù)量和排列形式是當(dāng)前算例的其中一種方式，在類似產(chǎn)品設(shè)計時，可進行優(yōu)化，總體原則是將熱管的兩端分別放置于基板高熱量區(qū)域和鰭片遠離基板一側(cè)，嵌入鰭片的熱管應(yīng)均勻分布。模型3的整體效果見圖6。

圖5 模型3散熱器示意圖

圖6 模型3整體效果圖

1.4 優(yōu)化散熱模型4

模型4是模型2和模型3的組合，針對模塊腔體和散熱器均進行了優(yōu)化，功率放大模塊的改進方式和模型2相同，散熱器的改進方式和模型3相同，其整體效果見圖7。

圖7 模型4整體效果圖

2 理論計算

2.1 風(fēng)量計算

對強迫風(fēng)冷產(chǎn)品進行熱設(shè)計時，首先要根據(jù)設(shè)備內(nèi)部的總熱耗計算冷風(fēng)需求量。功率放大散熱組件由2個功率放大模塊和2個散熱器組成，組件的總熱耗為900 W。在強迫風(fēng)冷散熱模型中，自然對流和輻射傳熱所散去的熱量比例很小，一般認為所有熱量通過強迫對流的冷風(fēng)帶出設(shè)備，具體計算公式[9]為：

Qf=Q總

(1)

式中：Qf為冷風(fēng)流經(jīng)設(shè)備的吸熱量，W；Q總為設(shè)備總熱耗，W。

熱量計算公式[10]為：

Qf=cp·qV·ρ·ΔT

(2)

式中：cp為空氣的比定壓熱容，取1 005 J/(kg·K)；qV為冷風(fēng)的體積流量，m3/s；ρ為空氣密度，取1.093 kg/m3(50 ℃的干空氣物性參數(shù))；ΔT為出口熱空氣平均溫度和進口冷空氣平均溫度的差，理論計算時可取10～20 K。ΔT越小，計算得出的風(fēng)量越大，散熱效果更好；ΔT越大，計算得出的風(fēng)量越小，散熱效果相對較差。在本文中的ΔT取10 K。

由式(1)和式(2)可得：

qV=Q總/(cp·ρ·ΔT)

(3)

通過計算可得到冷風(fēng)體積流量為0.082 m3/s(4.92 m3/min)。

2.2 風(fēng)機選型

通過2.1節(jié)風(fēng)量計算得到的冷風(fēng)流量為設(shè)備實際所需的風(fēng)量，在風(fēng)機選型時，風(fēng)機手冊中通常提供的是最大流量(壓力為0 Pa時)，此時可結(jié)合工程實際，假設(shè)風(fēng)機工作點的風(fēng)量為最大風(fēng)量的50%，則可按照2倍計算得到的冷風(fēng)流量，對照風(fēng)機手冊進行選型。確定風(fēng)機型號時，還應(yīng)結(jié)合結(jié)構(gòu)布局，在對應(yīng)的可安裝的風(fēng)機外形尺寸范圍內(nèi)，綜合考慮風(fēng)壓、風(fēng)機數(shù)量、功耗、噪聲和啟動電流等因素，選出風(fēng)量滿足要求的風(fēng)機。

功率放大散熱組件的風(fēng)機占地尺寸如果超過120 mm×120 mm，會影響分機結(jié)構(gòu)布局的緊湊性，因此將風(fēng)機占地尺寸限制在120 mm×120 mm以內(nèi)進行選型。查閱風(fēng)機手冊后，最終選擇型號為M12038VD2的風(fēng)機進行數(shù)值計算，風(fēng)機的參數(shù)見表2，風(fēng)機的流量和壓力曲線見圖8(“V”、“H”、“M”、“L”表示不同轉(zhuǎn)速下的流量和壓力曲線)中的“V”所示。

表2 M12038VD2型風(fēng)機工作參數(shù)

圖8 M12038VD2型風(fēng)機流量和壓力曲線圖

結(jié)合表2和圖8可得：該風(fēng)機的最大體積流量qV,max為7.55 m3/min，即qV

3 數(shù)值仿真

3.1 模型簡化

數(shù)值仿真基于FloEFD軟件完成，為節(jié)省計算資源，選擇內(nèi)部流動模型，此模型要求必須形成密閉風(fēng)道，因此將4種散熱結(jié)構(gòu)進風(fēng)口和出風(fēng)口通過“創(chuàng)建封蓋”功能創(chuàng)建實體堵住，后續(xù)再通過設(shè)置風(fēng)機和邊界條件形成流動的腔體。

3.2 仿真設(shè)置

4種模型的仿真設(shè)置除熱管模型不一樣，其余冷卻條件均一致，具體情況如下。

(1) 模型1：內(nèi)部流動模型；默認流體為空氣；固體材料為AL6061；外壁面為絕熱壁面；環(huán)境溫度為55 ℃；風(fēng)機為外部進口風(fēng)扇，導(dǎo)入圖8中的“V”曲線；邊界條件為環(huán)境壓力開口；熱源為2個450 W的面熱源；功率放大模塊和散熱器基板貼合面設(shè)置一層厚度為0.1 mm、導(dǎo)熱系數(shù)為1 W/(m·K)的接觸熱阻；初始網(wǎng)格級別為4級，最小間隙尺寸為2 mm。

(2) 模型2：在模型1的設(shè)置基礎(chǔ)上，增加位于模塊腔體的4個熱管模型。

(3) 模型3：在模型1的設(shè)置基礎(chǔ)上，增加位于散熱器的12個熱管模型。

(4) 模型4：在模型1的設(shè)置基礎(chǔ)上，增加16個熱管模型。

4 結(jié)果分析

4.1 風(fēng)量校核

從數(shù)值計算結(jié)果中的“表面參數(shù)”獲取的4種模型風(fēng)道進口和出口的溫度、壓力和流量見表3，其中：進口壓力是風(fēng)機安裝面的平均壓力，計算時設(shè)置的是吹風(fēng)模型，進口的壓力最高；出口壓力均設(shè)置為環(huán)境壓力；進口溫度為風(fēng)機從環(huán)境中吸入冷風(fēng)的溫度，均為55 ℃(室外環(huán)境工作溫度上限)左右；出口溫度為冷風(fēng)流經(jīng)風(fēng)道吸熱后的實際平均溫度，與流量相關(guān)。

表3 風(fēng)道進口和出口截面參數(shù)

4種模型除散熱器存在差異，其余冷卻條件一致。模型1和模型2的散熱條件和散熱器相同，流動阻力均為106.8 Pa，溫升分別為9.23 K和9.13 K；風(fēng)機進口體積流量為5.27 m3/min。將ΔT分別調(diào)整為9.23 K和9.13 K，并代入風(fēng)量計算公式，計算得出風(fēng)機進口體積流量分別為5.32 m3/min和5.38 m3/min，此時數(shù)值計算結(jié)果和理論計算結(jié)果的相對誤差在2.1%以內(nèi)，說明數(shù)值計算結(jié)果準(zhǔn)確。模型3和模型4的散熱器在模型1的基礎(chǔ)上嵌入了熱管，流動阻力分別為120.7 Pa和119.2 Pa，說明增加熱管后風(fēng)道內(nèi)部的流動阻力變大了；與此同時，風(fēng)機進口體積流量分別降低為4.45 m3/min和4.48 m3/min，符合“風(fēng)機曲線相同時，流動阻力越大，風(fēng)量越小”的理論預(yù)計；此外，溫升分別為10.94 K和10.84 K時，將其代入風(fēng)量計算公式中的ΔT后計算得出風(fēng)機的體積流量分別為4.49 m3/min和4.53 m3/min，數(shù)值計算結(jié)果和理論計算結(jié)果的相對誤差也在1.5%以內(nèi)，說明數(shù)值計算結(jié)果準(zhǔn)確。

模型1和模型2的風(fēng)量大于qV，說明這2種模型的流動阻力較小，風(fēng)機工作點位于曲線右側(cè)，實際風(fēng)量滿足選型計算的要求；模型3和模型4優(yōu)化了散熱器，增加了風(fēng)道內(nèi)部的流動阻力，導(dǎo)致風(fēng)機工作點左移，實際風(fēng)量小于qV，流體溫升比模型1和模型2增加了約1.7 K，需要結(jié)合熱源溫度，才能判斷散熱器改進后是否優(yōu)化了散熱性能。

4.2 流場分析

4種模型的流場壓力見圖9。由圖9可得：模型3和模型4的風(fēng)機進口壓力高于模型1和模型2，這是因為增加熱管以后，相當(dāng)于在風(fēng)道內(nèi)部增加了阻擋區(qū)域，導(dǎo)致流動阻力增加，風(fēng)的擾動增強。

圖9 4種模型的流場壓力

4種模型的流場溫度見圖10。由圖10可得：無論是對模塊腔體還是對散熱器進行優(yōu)化，都會對流場的溫度產(chǎn)生影響。模型1是常規(guī)結(jié)構(gòu)，熱量相對集中，流場高溫區(qū)域較為明顯；模型2優(yōu)化了模塊腔體，降低了模塊底面的熱流密度，流場溫度也更均勻；模型3優(yōu)化了散熱器，將一部分熱量從散熱器基板直接快速傳導(dǎo)至鰭片中間，使遠離基板一側(cè)的鰭片間的冷風(fēng)也能有效參與換熱；模型4是模型2和模型3的組合體。

圖10 4種模型的流場溫度

4.3 溫度分析

由于4種模型均為對稱結(jié)構(gòu)，并且計算時不考慮重力的影響，上、下兩組模塊和散熱器的溫度云圖相同，僅針對每種模型的一組模塊和散熱器分析其溫度。圖11為功率放大模塊腔體內(nèi)表面的溫度云圖，4種模型的最高溫度點均位于簡化面熱源處。模型1、模型2、模型3、模型4的最高溫度分別為113.96 ℃、95.47 ℃、96.30 ℃、87.37 ℃。

圖11 模塊腔體(含熱源)表面溫度云圖

圖12為散熱器基板上表面的溫度云圖。由圖12可得：模型1和模型2未優(yōu)化散熱器，基板的溫度分布趨勢和模塊腔體的溫度分布趨勢一致；模型3和模型4優(yōu)化了散熱器，基板的溫度分布比模塊腔體的溫度分布更加均勻。

圖12 散熱器基板上表面溫度云圖

4種模型的熱源表面的最高溫度和熱源表面溫度上限的對比情況見圖13。由圖13可得：模型1的最高溫度超過了溫度上限9.0 K，不滿足使用要求；模型2、模型3和模型4的最高溫度比溫度上限分別低了9.5 K、8.7 K和17.6 K，均滿足熱源使用要求，模型4的散熱效果最優(yōu)。同時，結(jié)合4.1節(jié)風(fēng)量校核中的所述內(nèi)容，雖然優(yōu)化散熱器后增加了流動阻力并導(dǎo)致風(fēng)機工作點風(fēng)量低于理論計算值，但是模型3和模型4的散熱效果卻明顯提升，說明優(yōu)化思路是正確的。

圖13 模型最高溫度對比

熱源中心截面各點的最高溫度見表4，其中：散熱器表面溫度和進口風(fēng)溫度的差可表征散熱器和冷風(fēng)之間的換熱能力，溫差越大，散熱效果越差；模塊底面溫度和散熱器表面溫度的差可表征熱源下方接觸熱阻層的熱阻，溫差越大，熱阻越大；熱源溫度和模塊底面溫度的差可表征模塊內(nèi)部熱阻，溫差越大，熱阻越大；熱源溫度和散熱器表面溫度的差可表征模塊到散熱器之間的綜合熱阻，溫差越大，綜合熱阻越大。

表4 熱源中心截面溫度參數(shù)

對比分析模型2和模型1的物理模型和仿真結(jié)果可得：模型2的腔體中嵌入熱管以后，熱源處的部分熱量可沿著熱管排列路徑快速傳遞至腔體其他區(qū)域。該措施降低了熱量在模塊內(nèi)部傳遞的熱阻，直接體現(xiàn)為模塊腔體的溫度更加均勻，熱源溫度和模塊底面溫度的差由10 K降低為8 K；另一方面，接觸熱阻層的熱量輸入端(模塊底面)熱量分布更加均勻以后，接觸熱阻層的溫升也由9.5 K降低至4.3 K；與此同時，散熱器基板的熱量輸入也變得更均勻，雖然散熱器未進行任何改動，散熱器的綜合換熱效果仍變得更好，散熱器表面和進口風(fēng)溫度的差由39.1 K降低為28.1 K。綜合以上分析，在模塊層面進行優(yōu)化，有利于強迫對流模型全散熱過程冷卻效果的提升。

對比分析模型3和模型1的物理模型和仿真結(jié)果可得：將模型3的散熱器中嵌入熱管以后，基板高熱量區(qū)域的部分熱量可沿著熱管排列路徑快速傳遞至遠端鰭片中間。該措施降低了熱量從基板傳遞至遠端鰭片的熱阻，直接體現(xiàn)為散熱鰭片之間的流場更加均勻(見圖14)，散熱器表面溫度和進口風(fēng)溫度的差由39.1 K降低為21.3 K，極大地提高了散熱器的綜合換熱效果。由于模型3未優(yōu)化模塊腔體結(jié)構(gòu)，熱源溫度和散熱器表面溫度的差為20.1 K，和模型1的19.5 K大致相等，說明優(yōu)化散熱器并未對模塊內(nèi)部產(chǎn)生明顯影響。

圖14 模型1和模型3風(fēng)道流場

模型4的優(yōu)化機理與模型2和模型3相同，是散熱器層面和模塊層面的組合形態(tài)，可用于極端工況產(chǎn)品的優(yōu)化設(shè)計。

5 結(jié)語

強迫風(fēng)冷散熱結(jié)構(gòu)是大功率-高功率密度模塊比較常用的冷卻方式，以一種功率放大模塊為例，設(shè)計了1種常規(guī)風(fēng)冷結(jié)構(gòu)和3種優(yōu)化結(jié)構(gòu)，基于理論計算和數(shù)值仿真驗證了優(yōu)化設(shè)計思路的可行性和有效性，得到以下結(jié)論：

(1) 通過優(yōu)化模塊結(jié)構(gòu)，例如在模塊底部嵌入熱管，可降低模塊內(nèi)部的熱阻和模塊底面的熱流密度，同時還能加強散熱器的換熱效果，降低熱源溫度。

(2) 通過優(yōu)化散熱器結(jié)構(gòu)，例如在基板和鰭片間嵌入熱管，可提高散熱器的對流傳熱能力，雖然無法降低模塊內(nèi)部的溫度梯度，但仍能降低熱源溫度。

(3) 同時對模塊和散熱器結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，可在最大程度上優(yōu)化組件的散熱效果。

3種優(yōu)化結(jié)構(gòu)均可降低熱源的最高溫度，模型2和模型3的優(yōu)化效果相當(dāng)，模型4的優(yōu)化效果最好。在進行產(chǎn)品結(jié)構(gòu)設(shè)計時，還應(yīng)當(dāng)綜合考慮器件參數(shù)、加工工藝和成本等因素。內(nèi)部器件的熱流密度相對較高時，可通過模型2進行優(yōu)化；模塊總熱量較大，但是內(nèi)部器件的熱流密度相對較低時，可通過模型3進行優(yōu)化；模塊的總熱量和內(nèi)部器件的熱流密度均較大時，可通過模型4進行優(yōu)化。