镓基液态金属Ga80In20在雷达冷板散热中的数值模拟研究

李 骜，徐太栋

(中国船舶集团有限公司第八研究院，南京 211153)

0 引 言

有源相控阵雷达的快速发展对T/R组件的多通道集成、多功能集成及其小型化、高可靠等性能提出了更高的要求，T/R组件的热流密度随之急剧升高，散热形式也从风冷过渡到单相强迫液冷乃至相变冷却，冷板散热技术随之成为研究热点。

在提升组件单相强迫液冷散热性能方面，国内外众多学者分别针对冷板热传导优化、流道内部二次表面对流换热优化、降低接触热阻等方面展开研究[1]，例如采用均温板作为冷板主体结构，降低冷板的传导热阻[2]；在流道内部采用纵向涡发生器或微通道翅片，通过破坏流体边界层提高对流换热系数、对流换热面积的方式降低对流热阻[3]；通过采用石墨烯、铟片等接触材料降低热源和冷板接触热阻[4]。此外，通过提高冷板内部流体介质的导热率来降低对流热阻的方式主要集中在纳米功能流体方面[5]。

镓基液态金属是在常温下呈现液态的以镓为主的镓铟锡锌等元素的合金，该类合金导热率远高于冷板内使用的65号航空冷却液。以本文所使用的Ga80In20为例，25 ℃时其导热率为25.8 W/mK，是相同温度下65号航空冷却液导热率的80倍以上。

1 设计与建模

针对T/R组件的典型特点和要求，设T/R组件的三维模型如图1所示。

图1 组件结构外观

组件包括冷板、载板、热源阵列等，在冷板正反面对称分布着载板与热源阵列。热源的热量以传导的方式通过载板与铝合金冷板主体到达冷板内部水道壁面，由流经冷板内部的冷却介质耗散至环境热沉。由于镓基液态金属对铝合金具有明显的溶解、腐蚀作用[6]，因此水道内壁必须进行阳极氧化处理[7]；驱动镓基液态金属一般采用无运动部件的电磁泵，但驱动压力一般为10 kPa级。当冷却系统驱动压力不小于0.4 MPa时，可采用不锈钢齿轮泵。

图2为冷板内部光滑水道，冷却介质由冷板一端的入口流入，入口温度为25 ℃，流量为0.5 L/min。本文所对比的两种冷却介质分别为Ga80In20与65号航空冷却液，其物性参数[8]对比如表1所示。

表1 Ga80In20与65号航空冷却液物性参数

图2 冷板内部光滑水道截面

由下式可知，虽然镓基液态金属的比热容小于65号航空冷却液，但是其密度是65号航空冷却液的8倍，因此对于相同总热量的T/R组件，在设计工质进出口温差相同的情况下，两种工质的体积流量相近：

Q=cmΔT

(1)

式中，Q为组件总散热量；c为冷却介质比热容；m为质量流量；ΔT为冷板进出口温差，一般取4 ℃～5 ℃。

本文基于通用流体力学仿真平台，采用流-固热耦合场数值模拟方法计算T/R组件温度场分布。考虑到流道内含分离、转捩等复杂流态，涡粘模型选择Transsition SST模型，且考虑到粘性底层与对数律层对边界层流场的重要作用，近壁面流场的解析采用尺度化壁面函数法进行处理。本文在计算时，两种工质取相同的体积流量，以热源与冷板入口工质温度(25 ℃)之差、热源间温度均方差作为评价散热性能标准。

2 工质对光滑流道换热能力的影响

首先通过数值模拟比较了65号航空冷却液与镓基液态金属Ga80In20在如图2所示光滑水道中的散热性能。

本文选取了0.2～0.8 L/min体积流量条件进行数值模拟，其中0.2 L/min镓基液态金属Ga80In20流量条件下的TR组件外表面温度场云图如图3所示。可以看出，由于热源面积小、热量大，7.2 W热源的温度最高。

图3 0.2 L/min Ga80In20流量下组件表面温度

本文基于体积温度平均方法，提取了0.2～0.8 L/min流量下两种工质冷却后7.2 W热源的平均温度，结果如图4所示。可以看出，相同体积流量下，在采用镓基液态金属Ga80In20代替65号航空冷却液后，组件表面的7.2 W热源的平均温度大幅下降，随着流量上升，两者之间平均温度差距有小幅缩小。在0.2 L/min流量条件下，7.2 W热源平均温度大幅下降了30.2 ℃，在0.8 L/min流量条件下7.2 W热源平均温度也下降了20.1 ℃。以工质入口温度25 ℃作为温度起点，热源平均温度降幅在43.9%～47.6%之间。

图4 光滑流道冷板上7.2 W热源平均温度对比

从平均温度来看，相同流量下采用镓基液态金属相对常规冷却介质能够大幅度降低热源器件的温度，并且在经济流量内这一优势能够基本保持。

4 工质对光滑流道热源均温性的影响

对于相控阵雷达TR组件，其半导体功率器件的均温性是非常重要的散热指标，半导体器件均温性下降会引起组件接收信号之间的相位差恶化，从而严重影响组件的电性能[9]。本文以每个组件上16个7.2 W热源的温度均方差作为研究工质对均温性影响的指标。

截取流道内速度场云图与热源温度云图进行比较，结果如图5所示。可以看出，0.2 L/min流量下采用镓基液态金属代替65号航空冷却液后，冷板中部、位于水道正上方的热源温度降幅最大，在冷板两端位于水道转弯处的降幅最小，如图6所示。

图5 0.2 L/min流量下速度场与温度场云图对比

图6 工质变化导致的各个7.2 W热源温差

可以看出，编号1与编号16是靠近冷板出口、流道转弯处的热源，编号8与编号9是靠近冷板进口、流道转弯处的热源，上述几处热源没有位于水道正上方，所以工质导热率大幅度提升带来的散热收益并不如冷板中部位于水道正上方的热源，这也导致了在采用高导热率工质后，热源的平均温度虽然大幅下降，但是热源间的温度均方差不一定下降，如表2所示。

表2 不同工质不同流量下的热源间均方差

可以看出，在采用镓基液态金属之后，本冷板热源间的均方差被放大。组件功率器件之间的均温性是由冷板结构、器件布局、工质热物性、接触热阻等众多因素共同决定的，单纯提升工质热物性并不一定会为热源均温性带来正收益。

5 Ga80In20在小通道冷板内的散热性能

在光滑流道内添加一定数量的翅片，可以明显提升冷板的对流换热面积，增加流体扰动、破坏流道壁面的边界层热阻，提升对流换热系数。因此本文在流道内部设计了间距为2 mm的翅片，在该尺度下，流体仍服从宏观流体力学规律，流道结构如图7所示。

图7 小通道冷板流道截面

通过后处理提取各个热源的平均温度，与光滑水道相比，结果如图8所示。

图8 光滑流道与小通道热源平均温度对比

在采用Ga80In20作为冷却介质条件下，小通道冷板的热源平均温度比光滑流道冷板热源平均温度下降了2 ℃～3 ℃，降幅有限，这是因为高导热率工质已经将对流热阻降到了较低水平，再增加对流换热面积对冷板整体热阻的收益不显著。所以，小通道冷板与Ga80In20结合使用，与采用65号航空冷却液的光滑水道冷板相比，温差降幅达49.1%～51.6%。热源间均温性如表3所示。

表3 两种流道下的热源间均方差

可以看出，在使用Ga80In20工质、不改变流道整体外形的前提下引入小通道结构对于热源间均温性的改善无明显作用。

6 结束语

本文基于数值仿真模拟方法，研究了镓基液态金属Ga80In20在冷板强迫冷却中的散热性能，得到以下结论：

(1)在光滑水道冷板内与常规冷却介质相比，相同流量下Ga80In20能够显著降低冷板表面热源的平均温度，温差降幅达43.9%～47.6%；

(2)Ga80In20的使用并一定能够改善冷板表面热源的均温性，相反，在如本文所设计的冷板结构下，会在一定程度上恶化热源间的均温性；

(3)含有翅片的小通道冷板与Ga80In20结合使用，可以进一步降低冷板表面热源的温度，与采用65号航空冷却液的光滑水道冷板相比，温差降幅达49.1%～51.6%；

(4)在使用Ga80In20工质、不改变流道整体外形的前提下引入小通道结构对于热源间均温性的改善无明显作用。