风冷有源相控阵天线热设计

2018-02-15 02:54常文凯胡龙飞贺奎尚

电子机械工程 2018年6期

常文凯，胡龙飞，贺奎尚，王洪

(上海航天电子通讯设备研究所，上海 201109)

引言

有源相控阵天线集成了大量的有源器件——T/R组件，T/R组件作为天线的核心部件，其有效的相位控制对天线电扫描至关重要。对天线进行有效的热设计可实现T/R组件的温度可控，进而使天线具有良好的电扫性能。

热设计的本质就是通过系统的结构设计和材料选型，使发热模块获得较低的最高温和较好的均温性。目前，国内外很多学者对有源相控阵天线的热控设计进行了研究，对散热结构形式和结构参数进行了深入探讨。本文在前人研究的基础上从规划和控制各级传导热阻、接触热阻和对流热阻的全新视角分析了天线阵面的热设计过程，并实现了传热路径上(从功率器件或芯片的沟道到外部环境)各热阻的最优化。

1 总体设计

相控阵天线的热源具有种类少、数量多、热源空间位置相对重复的特点，属于阵列式热源，因此具有独特的热设计流程，如图1所示。

图1 设计流程

总体布局主要是对综合机械结构、电气性能和热控制进行规划，完成系统级风道设计，确保各阵列中流量均匀。详细设计主要完成冷板的初步构型设计，最后仅使用动量方程和质量方程进行仿真，验证各阵列流量的均匀性。优化设计仅针对单列冷板模块进行，优化各热阻并使用全方程进行仿真。该流程避免对全阵面进行全方程仿真，提高了仿真的准确性和效率。

2 热控初始设计

系统传热路径上各传导热阻、接触热阻和对流热阻的有效规划即为热控初始设计。

2.1 总体布局(风道规划)

总体布局采用开式隔离式风道[1]设计，如图2所示。风路系统由主送风道、风冷板和主回风道构成。主风道分立天线两侧，风冷板采用分布式布局贯穿天线阵面，但与设备舱完全隔离。该布局方法可有效提高天线T/R组件的散热能力，同时具有较好的环境适应性。

图2 总体设计

主送风道本质上是一种分流器。目前实现流量均匀分配的主流方法有静压腔等量送风、变主风道截面送风和变冷板通风口截面送风[2]。由于受阵面总尺寸的限制，无法在天线阵面内形成静压箱进行孔板静压通风，因此文中采用风口远端主风道变截面的方法，即通过提高远端动压、降低静压的方法实现风道送风的均匀性。

阵面的风冷板划分为2个模块，每个模块包含9条散热冷板，考虑到实际安装空间和降低系统噪音等因素，选择进风口4个风扇吹风，出风口4个风扇抽风的形式，4个风扇构成一个风机组合。

2.2 详细设计(风冷板结构设计)

2.2.1 翅片结构设计

一条冷板进行4个组件的散热，即总热耗Q为280 W。

Q=hA(t1-t2)

(1)

式中：h为热交换系数，强迫风冷一般为60 W/(m2·K)；t1为翅片温度，t2为冷空气温度，t1-t2一般为20 ℃；A为换热面积。

计算可得A= 0.23 m2，即单条冷板热交换面积不小于0.23 m2，基于该值设计的冷板结构如图3和表1所示。

图3 冷板结构及热阻分布

热阻内容接触热阻铝铝接触传导热阻6063铝合金对流热阻空气翅片换热

2.2.2 冷板压损特性分析

初始设计中冷板压损特性一般通过仿真获得，见表2。

表2速度-压损对应表

2.2.3 冷板风量核算

风量一般通过经验公式进行初步计算：

Q1=cpρQv(tout-tin)

(2)

式中：Q1为单模块总热耗 2 520 W；ρ为空气密度，取值1.076 5 kg/m3；cp为空气比热，取值1 005 J/(kg·K)；Qv为风量；tout为出口温度；tin为入口温度。

当tout-tin= 10 ℃时，单模块风量需求为838 m3/h，单条冷板风量需求为93 m3/h；当tout-tin=15 ℃时，单模块风量需求为558m3/h，单条冷板风量需求为62 m3/h；当tout-tin=20 ℃时，单模块风量需求为419 m3/h，单条冷板风量需求为46 m3/h。风机选型主要依据模块风量需求及模块在该风量下的压损进行，同时兼顾系统噪音要求。根据以上分析初步选择 EBM的4118NH4型风扇。该系统存在风机串并联问题，限于篇幅，文中不对串并联进行详细讨论。

2.3 流量均匀性仿真分析

2.3.1 模块1

仿真边界条件：进风口4个4118NH4型风扇吹风，出风口4个4118NH4型风扇抽风。优化后结果见表3(冷板1～9)。

表3各冷板流量分布

2.3.2 模块2

仿真边界条件：进风口4个4118NH4型风扇吹风，出风口4个4118NH4型风扇抽风。优化后结果见表3(冷板10～18)。

结论：模块1和模块2各冷板风量基本均匀，但总体风量偏小，需进一步优化设计。

3 热控优化设计

系统传热路径上各传导热阻、接触热阻和对流热阻的有效控制即为热控优化设计。根据设计要求，当环境温度低于35 ℃时，需满足以下条件：

1)各T/R组件中热源底部最高温度≤70 ℃；

2)各T/R组件中热源底部温差≤10 ℃。

3.1 接触热阻

目前，为提高维修效率，T/R组件与冷板一般不采用焊接的连接形式，而采用螺钉连接或锁紧机构连接。采用该连接方式，固体对固体的接触仅发生在一些离散点或微小面积上，其余的间隙部分是真空或填充介质。由于间隙介质的导热系数与固体导热系数相差较大，因而引起接触面附近热流发生变化，形成接触换热的附加阻力即接触热阻，需要采取一定的措施尽量减少接触热阻。国内学者对接触热阻的研究已很深入。根据文献[3]，锁紧机构连接形式下的接触热阻小于螺钉连接形式下的接触热阻，界面填充材料方面的接触热阻从大到小依次为无界面材料、铟箔、导热衬垫、导热硅脂。基于总体结构设计中组件采用盲插的形式安装于冷板上，文中使用锁紧机构连接组件和冷板，组件和冷板间采用无接触材料的形式。在该形式下需要控制接触面的接触压力、平面度和粗糙度以获得较小的接触热阻。根据文献[4]，当接触压力控制在20 kg/cm2、平面度为0.02 mm(80 mm × 80 mm)、粗糙度为1.6 μm时，可实现较好的接触，接触热阻较低。

3.2 传导热阻

T/R组件壳体底部传热面和散热冷板之间一般都存在较大的面积差异，因此冷板的总传导热阻除一维传导热阻外，还包括扩展热阻。因此优化总传导热阻的本质就是减少扩展热阻，提高冷板的均温性能。文献[5]研究了总传导热阻与热传导系数、冷板厚度、热源面积及对流换热系数的关系，得出了工程应用价值较大的设计准则。本文基于该设计准则，同时兼顾总体盲插结构，得出冷板最佳厚度为3.5 mm。下面通过改变冷板热传导系数来进一步优化总传导热阻。

3.2.1 实心铝板传热仿真

边界条件：风量45 m3/h，入口温度35 ℃，单条冷板上下各2个组件。各热源底部温度分布如图4(a)和表4所示。