弋　輝

(中國電子科技集團(tuán)公司第二十研究所，　陜西 西安 710068)

引　言

反艦導(dǎo)彈的突防速度越來越快，隱身能力和機(jī)動飛行能力越來越強(qiáng)，已成為海上水面艦艇安全的主要威脅之一。需要提高中近程和末端防空武器系統(tǒng)抗擊大機(jī)動、超音速類反艦導(dǎo)彈的能力?；鹂乩走_(dá)作為末端防御系統(tǒng)的重要組成部分，需要滿足系統(tǒng)在探測、跟蹤威力、反應(yīng)速度、跟蹤精度、火控解算精度等方面的新需求，選擇機(jī)電掃相結(jié)合的體制方式可以實現(xiàn)上述需求。雷達(dá)的整體架構(gòu)是天線陣面和高頻箱固連，高頻箱與天線座固連，通過由瓦片式數(shù)字子陣組成的天線陣面進(jìn)行電掃，通過方位和俯仰傳動系統(tǒng)實現(xiàn)機(jī)掃。機(jī)電掃相結(jié)合的體制方式需要解決的問題是如何在滿足系統(tǒng)尺寸、重量、六性等要求的基礎(chǔ)上進(jìn)行天線陣面的散熱設(shè)計，以保證高功率、大熱流密度的瓦片式數(shù)字子陣正常工作[1-3]。

天線陣面的熱設(shè)計在方案設(shè)計階段無法通過試驗手段進(jìn)行效果評估和優(yōu)化，構(gòu)建模擬樣機(jī)進(jìn)行熱測試又需要大量的成本和時間。天線陣面的熱設(shè)計只通過理論計算存在較大難度，因為天線陣面結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，熱流通道多，很難建立精確全面的等效量化熱阻網(wǎng)絡(luò)模型，因此需要通過仿真分析對天線陣面進(jìn)行熱設(shè)計，同時結(jié)合理論計算加以驗證。

應(yīng)用熱仿真軟件CFD對天線陣面進(jìn)行熱分析，總結(jié)相關(guān)部件的熱性能參數(shù)對天線陣面散熱的影響規(guī)律，然后通過理論計算對仿真結(jié)果進(jìn)行驗證，從而實現(xiàn)對關(guān)鍵結(jié)構(gòu)要素技術(shù)指標(biāo)的合理優(yōu)化[4-6]。

1　天線陣面組成及仿真建模

1.1　天線陣面的結(jié)構(gòu)及子陣的熱耗

天線陣面無法使用平臺提供的冷風(fēng)和冷水，只能依靠環(huán)境風(fēng)進(jìn)行風(fēng)冷散熱。它從前到后由天線罩、瓦片式子陣、均熱板層、天線框架、高效散熱器等組成，如圖1所示。天線陣面需要滿足系統(tǒng)尺寸、重量、六性等要求，如瓦片式子陣需要在密封環(huán)境下使用并由天線前端進(jìn)行安裝更換，散熱器既要輕薄又要有較高的散熱效率。

圖1　天線陣面三維示意圖

瓦片式子陣從外向內(nèi)看由天線層、T/R組件層、冷板層和功分饋電層組成。T/R組件層為熱源，每個子陣熱耗為210 W，整個陣面有12個子陣，總熱耗為2 520 W；冷板層的作用是安裝連接T/R組件層和功分網(wǎng)絡(luò)層；功分饋電層為印制板，導(dǎo)熱系數(shù)較小，對整個陣面的溫升影響顯著，需要選擇高導(dǎo)熱材質(zhì)的印制板材料并增加印制板中金屬的填充比例。

散熱器緊貼天線陣面背部，并需要避讓射頻組件和高頻箱的轉(zhuǎn)接件。選擇4個L型的高效均熱板散熱器，在體積和重量受限的情況下，提高散熱器的散熱效率。一個高效散熱器并聯(lián)安裝2個軸流風(fēng)機(jī)，風(fēng)機(jī)大小和散熱器截面尺寸匹配，在陣面兩側(cè)共有8個風(fēng)機(jī)向外抽風(fēng)。圖2為高效散熱器的三維示意圖。散熱器主骨架由多片L型均熱板焊接成型，均熱板之間焊接鋸齒狀散熱翅片，可以增大散熱面積，通過控制翅片的疏密來調(diào)節(jié)散熱器的散熱面積和風(fēng)阻系數(shù)。

圖2　高效均熱板散熱器三維示意圖

均熱板應(yīng)用在兩處：一處是散熱器主骨架；另一處是緊貼在子陣陣面和天線框架之間的均熱板層。這兩處的作用都是降低熱傳導(dǎo)溫升，提高天線陣面溫度的一致性。

通過對天線陣面進(jìn)行熱設(shè)計，在子陣總熱耗為2 520 W的情況下，子陣陣面最高溫度需小于85 ℃，子陣陣面溫差需小于5 ℃。根據(jù)國軍標(biāo)，環(huán)境溫度為65 ℃，天線陣面投影面積不到1.5 m2，整個天線陣面的熱設(shè)計難度較大。

本文通過研究散熱器的散熱面積、均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)、功分饋電層印制板的導(dǎo)熱系數(shù)對天線陣面溫度分布的影響，選取能夠較好滿足溫度指標(biāo)的各結(jié)構(gòu)要素的技術(shù)參數(shù)。

1.2　仿真模型的建立及技術(shù)參數(shù)的設(shè)定

根據(jù)陣面結(jié)構(gòu)形式建立熱仿真模型，仿真計算采用定常計算方法，流體計算采用k-ε湍流模型，邊界條件中環(huán)境溫度To設(shè)為65 ℃，壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。對子陣的T/R組件層賦熱耗值，設(shè)定結(jié)構(gòu)件的材料，并設(shè)定接觸面的接觸熱阻，應(yīng)用仿真軟件生成四面體網(wǎng)格。

依據(jù)單因素變量原則對各結(jié)構(gòu)要素的技術(shù)參數(shù)進(jìn)行設(shè)定和分組(見表1)，用以研究各結(jié)構(gòu)要素的技術(shù)參數(shù)對陣面溫度的影響規(guī)律。通過對比MZ1、MZ2和MZ3的仿真計算結(jié)果，選取散熱器的散熱面積；通過對比MZ2、MZ4、MZ5和MZ6的仿真計算結(jié)果，選取均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)；通過對比MZ2、MZ7、MZ8和MZ9的仿真計算結(jié)果，選取印制板的導(dǎo)熱系數(shù)。

最后通過對天線陣面局部溫升的理論計算來估算局部的最高溫度，并和仿真計算結(jié)果進(jìn)行對比驗證[7-9]。

表1　結(jié)構(gòu)要素的技術(shù)參數(shù)設(shè)定表

2　仿真計算結(jié)果

2.1　散熱器不同類別的仿真計算結(jié)果

L型高效均熱板散熱器分為3類，分別對應(yīng)MZ1、MZ2和MZ3。其中MZ1散熱器未加裝鋸齒狀散熱翅片，散熱面積約為3.6 m2；MZ2散熱器局部加裝鋸齒狀散熱翅片，散熱面積約為7 m2；MZ3散熱器完全加裝鋸齒狀散熱翅片，散熱面積約為11 m2。

選擇和散熱器截面尺寸匹配的某型軸流風(fēng)機(jī)，風(fēng)機(jī)的風(fēng)量壓差曲線如圖3所示。在仿真計算中輸入風(fēng)機(jī)風(fēng)量壓差曲線，每個迭代步風(fēng)機(jī)風(fēng)量大小將根據(jù)前一步散熱器壓差自行進(jìn)行差值計算，然后根據(jù)風(fēng)量大小和散熱器風(fēng)阻系數(shù)重新計算散熱器壓差，最終收斂后，不同散熱器類別將對應(yīng)不同的風(fēng)量大小。

圖3　已選風(fēng)機(jī)的風(fēng)量壓差曲線

對MZ1、MZ2和MZ3進(jìn)行仿真計算，得到不同類別散熱器對應(yīng)的天線陣面溫度分布，熱仿真結(jié)果的數(shù)值見表2，圖4為MZ1散熱器的壓差仿真計算結(jié)果。

表2　不同散熱器的熱仿真結(jié)果數(shù)值表

從表2可以看出，散熱面積增大，壓差增大，風(fēng)量減小，MZ2散熱器的最高溫度最小，MZ2陣面最高溫度也最小，說明在風(fēng)量壓差曲線已確定的情況下，散熱面積最大不是降低陣面溫度的最優(yōu)解，合適的散熱面積才能使陣面最高溫度最低。

圖4　散熱器內(nèi)壓差的仿真計算結(jié)果

2.2　均熱板不同導(dǎo)熱系數(shù)的仿真計算結(jié)果

MZ2天線陣面的熱仿真計算結(jié)果如圖5所示，圖6為隱藏天線罩后天線陣面的子陣溫度分布，可以看出天線陣面在左右出風(fēng)口位置處溫度最高。

圖5　MZ2天線陣面的熱仿真計算結(jié)果

圖6　MZ2天線陣面的子陣溫度分布圖

對MZ2和MZ4、MZ5和MZ6進(jìn)行仿真計算，得到均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)不同時天線陣面的溫度分布，熱仿真結(jié)果的數(shù)值見表3。

表3　不同均熱板的熱仿真結(jié)果數(shù)值表　 ℃

從表3可以看出，均熱板導(dǎo)熱系數(shù)越大，陣面最高溫度越小，陣面最大溫差也越小，均熱板層的最高溫度和溫差也越小。

2.3　印制板不同導(dǎo)熱系數(shù)的仿真計算結(jié)果

MZ2天線陣面的最高溫度為82.6 ℃，功分饋電層表面最高溫度為80.1 ℃，溫度分布如圖7所示。均熱板表面最高溫度為77.3 ℃，溫度分布如圖8所示。

圖7　MZ2天線陣面子陣功分饋電層溫度分布圖

圖8　MZ2天線框架和均熱板溫度分布圖

對MZ2和MZ7、MZ8和MZ9進(jìn)行仿真計算，得到均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)不同時天線陣面的溫度分布，熱仿真結(jié)果的數(shù)值見表4。

表4　不同印制板的熱仿真結(jié)果數(shù)值表　 ℃

從表4可以看出，印制板導(dǎo)熱系數(shù)對陣面溫度影響較大，印制板上下表面溫差和最高溫度隨其導(dǎo)熱系數(shù)的變化呈線性變化。

3　理論計算和結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取

3.1　散熱器散熱面積的選取

散熱器表面空氣強(qiáng)迫對流換熱平均溫升為 ΔTa，空氣出風(fēng)口和進(jìn)風(fēng)口溫差為ΔTb。這2個溫升是天線陣面溫升的重要組成部分，需要詳細(xì)進(jìn)行計算評估，理論計算公式為：

ΔTa=Φ/(Sahc)

(1)

ΔTb=3 600Φ/(2cpρQ)

(2)

式中：Φ為熱耗，天線陣面對稱，四分之一陣面的熱耗為630 W；Sa為散熱面積；cp為質(zhì)量定壓熱容；Q為單個風(fēng)機(jī)的風(fēng)量；ρ為空氣密度；hc為對流換熱系數(shù)。

hc的經(jīng)驗公式為：

hc=JcpG(Pr)-2/3

(3)

式中：J為考爾本數(shù)，由雷諾數(shù)計算得到，雷諾數(shù)與散熱器截面形狀和風(fēng)量大小相關(guān);G為通過散熱器流道的質(zhì)量流量;Pr為普朗特數(shù)。

從理論上計算出風(fēng)口位置的散熱器表面溫度約為：

Ts=ΔTa+ΔTb+To

(4)

對MZ1、MZ2和MZ3進(jìn)行仿真計算，提取仿真計算結(jié)果中散熱器的對流換熱系數(shù)，并對此對流換熱系數(shù)和由經(jīng)驗公式所得的對流換熱系數(shù)進(jìn)行綜合處理，以更準(zhǔn)確地計算ΔTa。

表5為根據(jù)上述公式得到的3類散熱器相關(guān)參數(shù)的理論計算溫升結(jié)果。

表5　不同散熱器的理論計算溫升結(jié)果　℃

從表5可以看出，散熱面積增大，強(qiáng)迫對流換熱平均溫升ΔTa明顯減小，空氣出風(fēng)口和進(jìn)風(fēng)口溫差ΔTb增大。出風(fēng)口位置的散熱器表面溫度Ts在MZ2散熱器中最小，再考慮到加工和成本因素，天線陣面應(yīng)選用只局部加裝鋸齒狀散熱翅片的MZ2散熱器。

對比表5和表2，由理論計算得到的散熱器最高溫度比由仿真計算得到的略高，散熱器的溫度變化兩者相同。

3.2　均熱板導(dǎo)熱系數(shù)的選取

均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)與均熱板的尺寸、厚度和制造工藝相關(guān)，不宜對均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)要求過高。

均熱板層、天線框架和散熱器垂直于天線陣面方向熱傳導(dǎo)的平均溫升分別為ΔTc1、ΔTc2和ΔTc3，熱傳導(dǎo)的平均溫升之和為ΔTc，具體的理論計算結(jié)果見表6。

ΔTc=12Φz(R1+R2+R3)

(5)

式中：Φz為指定熱耗；R1、R2、R3分別為均熱板層、天線框架和散熱器垂直于天線陣面方向的平均熱阻，在尺寸已確定的情況下只和材料的導(dǎo)熱系數(shù)相關(guān)。

表6　不同均熱板的理論計算溫升結(jié)果　 ℃

從表6可以看出，均熱板導(dǎo)熱系數(shù)對散熱器的熱傳導(dǎo)溫升影響顯著，均熱板導(dǎo)熱系數(shù)由2 000 W/(m·℃)增大到3 000 W/(m·℃)時，平均熱傳導(dǎo)溫升減小不到0.1 ℃。

對比表6和表3，由理論計算得到的熱傳導(dǎo)平均溫升和仿真計算結(jié)果趨勢一致，差值不同是因為未考慮均熱板導(dǎo)熱系數(shù)對溫差的影響。MZ4和MZ2仿真計算的陣面最高溫度之差為3 ℃，MZ4和MZ2理論計算的熱傳導(dǎo)平均溫升之差為2.9 ℃，兩者基本一致。陣面最高溫度和均熱板層最高溫度之差為子陣的溫升，基本不隨均熱板導(dǎo)熱系數(shù)變化。增大均熱板導(dǎo)熱系數(shù)，可以加強(qiáng)均熱板層到高效均熱板散熱器的熱傳導(dǎo)效果，還可縮小陣面溫差。導(dǎo)熱系數(shù)增大后，改善效果增幅放緩，因此，綜合考慮后選擇MZ2均熱板。

3.3　印制板的導(dǎo)熱系數(shù)選取

功分饋電層印制板介于熱源和天線框架之間，熱流密度平均為：

Ψ=Φz/Sz

(6)

式中，Sz為印制板面積。

印制板熱傳導(dǎo)溫升為：

ΔTd=ΨL/k1

(7)

式中：L為印制板厚度；k1為導(dǎo)熱系數(shù)。

印制板的面積和厚度根據(jù)總體方案確定。材料的導(dǎo)熱系數(shù)、材料與鋁的接觸熱阻經(jīng)驗值、印制板的熱傳導(dǎo)溫升以及上下接觸面的接觸熱阻總溫升的計算結(jié)果見表7。

表7　材料的參數(shù)和印制板的溫升計算結(jié)果

一般PCB板使用環(huán)氧樹脂，導(dǎo)熱PCB-A使用導(dǎo)熱環(huán)氧樹脂，導(dǎo)熱PCB-B在使用導(dǎo)熱環(huán)氧樹脂的同時在部分區(qū)域采用了金屬填充的方式，導(dǎo)熱PCB-C在使用導(dǎo)熱環(huán)氧樹脂的同時在大量區(qū)域采用了金屬填充的方式，設(shè)計難度較大且加工成本較高。

一般PCB板的熱傳導(dǎo)溫升過大，不利于天線陣面的散熱。隨著印制板導(dǎo)熱系數(shù)的增加，熱傳導(dǎo)溫升越來越小，導(dǎo)熱PCB-B的熱傳導(dǎo)溫升已經(jīng)小于接觸面接觸熱阻總溫升，且溫升大小在可以接受的范圍內(nèi)。導(dǎo)熱PCB-C的設(shè)計難度和加工成本較大，從適用性上考慮，只要求導(dǎo)熱印制板的導(dǎo)熱系數(shù)達(dá)到3 W/(m·℃)。

3.4　熱仿真計算結(jié)果和理論計算結(jié)果對比

結(jié)合上述分析，對MZ2天線陣面的最高溫度Tm進(jìn)行理論計算，Tm包含出風(fēng)口位置的散熱器表面溫度Ts、熱傳導(dǎo)溫升ΔTc、天線框架接觸熱阻溫升ΔTd和子陣溫升ΔTz。

Tm=Ts+ΔTc+ΔTd+ΔTz

(8)

天線框架接觸熱阻溫升包含散熱器和天線框架接觸熱阻溫升0.5 ℃以及天線框架和均熱板接觸熱阻溫升0.5 ℃；子陣溫升包含均熱板和印制板接觸熱阻溫升0.5 ℃(功分饋電層印制板底層為覆銅層)、印制板的熱傳導(dǎo)溫升2.3 ℃、印制板和冷板層的接觸熱阻溫升2.1 ℃、冷板層的熱傳導(dǎo)溫升0.1 ℃以及冷板層和T/R組件層的接觸熱阻溫升0.5 ℃。經(jīng)計算，Tm= 75.9 + 0.4 + 1 + 5.5 = 82.8 ℃。仿真計算結(jié)果和理論計算結(jié)果相吻合。

對整個天線陣面的溫升進(jìn)行詳細(xì)的分析和計算，最終結(jié)果滿足天線陣面需達(dá)到的溫度指標(biāo)(子陣陣面最高溫度小于85 ℃，子陣陣面溫差小于5 ℃)，且留有一定的安全余量。

4 　結(jié)束語

為了對相控陣?yán)走_(dá)天線陣面進(jìn)行合理的熱設(shè)計，減少天線陣面的研制周期和成本，對天線陣面設(shè)計方案進(jìn)行了熱仿真計算和理論計算，仿真計算結(jié)果和理論計算結(jié)果吻合較好。通過對不同方案的計算結(jié)果進(jìn)行對比分析，總結(jié)了散熱器的散熱面積、均熱板的導(dǎo)熱系數(shù)、功分饋電層印制板的導(dǎo)熱系數(shù)對天線陣面溫度分布的影響規(guī)律，合理選取了各關(guān)鍵結(jié)構(gòu)要素的技術(shù)參數(shù)。

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