廖全文，劉曉紅，高超，李曉峰，劉舒昕

（北京無線電測量研究所,北京 100854）

引言

傳統(tǒng)的電子機柜一般采用外循環(huán)風冷散熱形式，最終由空調設備帶走機柜的熱量，具有結構簡單、成本低、可靠性高等優(yōu)點。但是，當機柜熱量持續(xù)增長，機柜通風量需求增加，風機選型變得困難，風機功率增加使得機柜整體噪音難以控制。隨著防空反導武器系統(tǒng)的發(fā)展，電子機柜整體發(fā)熱量越來越大，綜合考量散熱量、靜謐性和環(huán)境適應性等各因素對散熱設計提出了更高的要求[1-5]。

液冷機柜方案是解決散熱量與噪音之間矛盾的最有效手段，主要包括插件液冷和插件風冷兩種形式。第一種形式，插件冷板中內置流道，發(fā)熱器件貼合于冷板，冷卻液直接流經(jīng)冷板內流道帶走器件的熱量。液體表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)高于空氣1～2個數(shù)量級，不僅機柜的散熱能力顯著增強，而且機柜內部沒有風機等噪聲源，機柜的散熱能力、靜謐性、環(huán)境適應性顯著提高。第二種形式，插件仍然采用風冷形式，機柜內安裝氣-液換熱器帶走機柜內部熱量。與風冷機柜的最大不同是，這種機柜可以做成密閉式，降低機柜的整體噪音。此外，機柜內部風路循環(huán)與機柜外部獨立，可提高環(huán)境適應性。雖然從散熱量、噪音方面第一種形式優(yōu)于第二種，但是從實施難度、可靠性和成本方面第二種形式要優(yōu)于第二種。

本文對一種密閉式搖架機柜進行熱設計，并進行了實驗和仿真驗證。采用在機柜底部放置一個氣-液換熱器，機柜前部送風后部回風，三個插箱采用前進后出的并聯(lián)通風形式。首先對機柜的穩(wěn)態(tài)工作和瞬態(tài)啟動工況進行仿真和實驗分析，然后對氣-液換熱器和插箱的風機配置進行改進優(yōu)化，最后進行了風機損壞實驗和機柜降噪測試。該研究結果對密閉式搖架機柜的熱設計提供了重要支撐。

1 散熱需求

1.1 密閉搖架機柜功耗設備

密閉搖架機柜主要功耗設備如圖1所示，機柜內部包括3個插箱和2個功能模塊。預計每個插箱的熱量含電源插件平均約1300 W，最高約1700 W，每個功能模塊的熱量約在150 W左右，整個機柜的總熱量約4200 W。密閉搖架機柜為平臺化產(chǎn)品，為保證機柜的通用性，在結構設計上各插箱位置的結構應具有通用性，在散熱設計上各插箱位置的散熱能力應具有一致性，在可靠性設計上機柜應具備優(yōu)良的環(huán)境適應能力。

圖1 密閉搖架機柜通風設計

1.2 熱負荷

整個機柜的熱量主要來自插箱，功能插件的最大熱量和平均熱量分別為4255 W和3470 W。各組合內包含的插件基本相同，組合1的熱量最高，最大熱量為1545 W，其余兩組合最大熱量均為1355 W?？紤]插箱中電源插件的熱量，按電源插件效率90 %計算，電源插件的熱量約425 W。因此，整個機柜內插箱的總熱量最大約為4680 W，平均約為3800 W。

1.3 熱設計要求

密閉搖架機柜通過氣-液換熱器給機柜內插箱散熱，要求氣-液換熱器性能滿足機柜散熱，然后各插箱采用并聯(lián)通風散熱方式，要求各插箱的散熱具有一致性，所有插件上的器件殼溫均低于85 ℃。

此外，考慮機柜內電氣設備的作戰(zhàn)性能，要求在啟動工況下，電氣設備與氣-液換熱器的供液系統(tǒng)同時啟動即可滿足散熱要求。已知供液系統(tǒng)從開機至輸出全部制冷能力需耗時55 s，則氣-液換熱器在電氣設備啟動55 s后開始供液必須能滿足散熱要求。

2 散熱方案

2.1 機柜散熱設計

每個插箱底部安裝6臺風機，3臺位于前插件底部，3臺位于后IO插件底部。插箱采用下進上出通風方式，插箱進風口和出風口安裝導流板，使上下插箱的進風和出風分離，形成插箱的并聯(lián)通風風路?？紤]單個插箱的熱量情況，前插件底部的風機型號初選為Ebmpapst 4414FNH，后IO插件底部風機型號初選為Ebmpapst 3414 NHH。

密閉機箱底部安裝一臺氣-液換熱器，氣-液換熱器為L形，采用上進前出通風方式，在回風口和送風口均有軸流風機。氣-液換熱器送出的冷風從底部送往機柜前門，插箱從插箱底部吸入機柜前門的冷風，空氣經(jīng)過插箱帶走熱量后，然后從插箱頂部將熱風排至機柜后部，氣-液換熱器再將機柜后部的熱風吸入，完成通風循環(huán)。

2.2 氣-液換熱器設計

氣-液換熱器設計為L形結構，上部回風前部送風。雖然密閉機柜相對氣密且空間狹小，具有先天防凝露的優(yōu)勢，但是在濕熱環(huán)境中仍存在一定凝露風險，綜合考慮防凝露設計和散熱性能，氣-液換熱器的供液溫度不超過30 ℃，送風溫度不超過40 ℃。在換熱器的中部安裝換熱器芯體，根據(jù)機柜平均熱量約3800 W，換熱器芯體的設計換熱量為4000 W。冷卻液工質選用66 %的乙二醇-水溶液，設計供液流量為18.5 L/min。為保證機柜內插箱的散熱性能，根據(jù)設計換熱量估計，送風風量不小于1100 m3/h，送風風壓不小于20 Pa。在回風口和出風口分別安裝4個軸流風機，根據(jù)換熱器芯體及換熱器殼體結構在設計風量下流阻特性，基本滿足風量要求。

3 數(shù)值仿真

3.1 仿真模型

密閉搖架機柜的仿真模型以及四種主要插件的仿真模型如圖2所示。

圖2 密閉搖架機柜及主要插件的仿真模型

3.2 仿真設置

氣-液換熱器設置為簡化模型，使用速度入口和壓力出口。參數(shù)設置參考氣-液換熱器的設計要求，設定送風風量為1000 m3/h，送風溫度為40 ℃。

風機選用廠家Ebmpapst的小型直流軸流風機，氣-液換熱器和插箱的風機配置如表1所示。若對風機有國產(chǎn)化要求，則使用國產(chǎn)化仿制風機進行原位替換。

表1 風機配置情況

3.3 工作工況穩(wěn)態(tài)仿真分析

換熱器供液溫度30 ℃，送風溫度40 ℃，風量1000 m3/h，仿真分析流場結果如圖3所示，主要插件的器件溫度如圖4所示?？梢钥闯觯瑱C柜內流場組織合理，空氣分配均勻，實現(xiàn)了預期的并聯(lián)通風效果。

圖3 密閉搖架機柜流場

圖4 密閉搖架機柜主要插件的器件溫度（續(xù)）

圖4 密閉搖架機柜主要插件的器件溫度

使用并聯(lián)風道有效解決了串聯(lián)風道組合熱量累積的問題，各插箱內插件溫度分布非常均勻，插件1-4的器件殼溫溫度分別為78.0 ℃、83.8 ℃、81.3 ℃、81.8 ℃，滿足低于85 ℃的熱設計要求。

3.4 啟動工況瞬態(tài)仿真分析

環(huán)境溫度50 ℃情況下仿真結果如圖5（b）所示。在高溫50 ℃啟動時，0 s為機柜內電氣設備啟動時間，氣-液換熱器不供液，器件殼溫隨著時間迅速上升，水溫隨著時間也稍有增加；在氣-液換熱器供液時間晚于機柜啟動時間67 s時，器件殼溫在150 s左右達到了82 ℃，滿足低于85 ℃的熱設計要求。根據(jù)器件最高殼溫與氣-液換熱器供液時間的關系，當供液時間晚于機柜電氣設備啟動時間55 s時，器件最高殼溫將低于仿真工況，滿足啟動工況散熱要求。

圖5 50 ℃/45 ℃啟動瞬態(tài)仿真結果（機柜分別啟動67 s/90 s后輸出100 %制冷量）

環(huán)境溫度45 ℃情況下仿真結果如圖5（a）所示。在高溫45 ℃啟動時，0 s為機柜內電氣設備啟動時間，器件殼溫隨著時間迅速上升，水溫隨著時間也稍有增加；在氣-液換熱器供液時間晚于機柜啟動時間90 s時，器件殼溫在200 s左右達到了81 ℃，滿足低于85 ℃的熱設計要求。因此，在環(huán)境溫度不大于45 ℃條件下，供液時間的緊迫性大大降低，系統(tǒng)具有一定冗余。

4 實驗驗證

4.1 熱量配置

實驗機柜的插箱的總熱量為4700 W，包括功能插件總熱量為4300 W，電源插件的熱量為400 W。3個插箱功能插件的熱量分別為1580 W、1360 W和1360 W。忽略機柜內風機的功耗，按45 %的效率估計，9×3414N/39HH（3.2 W），9×4414FNH（12 W），8×4114NH5（45 W），風機的總功耗約為273 W。插件4放置在3個插箱中的相同位置，以驗證各插箱散熱效果的一致性。

在實驗條件下，受加熱片規(guī)格和直流電源數(shù)量的限制，機柜內插件4和插件2等主要插件的熱量分布，局部熱量略有差異，總體基本與仿真狀態(tài)保持一致。

4.2 測點布置

實驗機柜內主要使用了插件4、插件2、模擬插件和電源插件。插件4和插件2上的測點布置如圖6（a）和（b）所示。氣-液換熱器的進水口、出水口的測點分別為009和008，插箱2的進風口、出風口的測點分別為201和202。

圖6 插件測點布置

4.3 工作工況穩(wěn)態(tài)實驗結果

針對工作工況實驗，多次調整了機柜內特定位置的風機型號，以優(yōu)化機柜整體的散熱效果和功耗水平，實驗中共使用了三種風機配置，詳細配置情況如表2所示。

表2 風機配置情況

配置狀態(tài)①為設計狀態(tài)，插箱中前插件風機和后IO風機型號分別為4414FNH和3414NHH，氣-液換熱器內風機型號為4114NH5。

配置狀態(tài)②為改進狀態(tài)1，在配置①的基礎上，從優(yōu)化插箱2散熱效果的角度出發(fā)，將插箱2的前插件風機更換為4114NH3，4114NH3的性能要強于4414FNH，插箱1、3和氣-液換熱器內的風機型號保持不變。

配置狀態(tài)②為改進狀態(tài)2，在配置②的基礎上，從優(yōu)化氣-液換熱器功耗和噪聲的角度出發(fā)，將氣-液換熱器的風機更換為4114NH3，4114NH3的性能要弱于4114NH5，插箱1～3的風機型號保持不變。

針對不同的風機配置，分別進行了穩(wěn)定工作工況下的散熱實驗，實驗結果如表3所示。

表3 工作工況穩(wěn)態(tài)實驗結果

配置①插箱2進風溫度與供水溫度相差約為11.8 ℃。插箱1、插箱2和插箱3內插件4溫度最高分別為57.0 ℃、64.2 ℃和56.4 ℃，最高溫度與供水溫差為49.8 ℃。

配置②插箱2進風溫度與供水溫度相差約為9.1 ℃。與配置①插箱2進風溫度與供水溫度溫差11.8 ℃相比，下降明顯，主要因為插箱2風機性能提升，使得總空氣循環(huán)量增加。插箱1、插箱2和插箱3內插件4溫度最高分別為58.7 ℃、57.0 ℃和57.3 ℃，最高溫度與供水溫差為44.2 ℃。與配置①相比，插箱器件最高溫度下降達5.6 ℃，且3個插箱的最高溫度趨于一致，散熱效果一致性更優(yōu)。

配置③與配置②相比，因4114NH3性能低于4114NH5，溫升增加了1.8℃。現(xiàn)階段氣-液換熱器內未安裝傳感器，流阻偏小，后期使用完整狀態(tài)氣-液換熱器進行測試。若溫升在可接受范圍內，則將4114NH5風機替換為4114NH3是可行的。

機柜內風機采用配置①，在實驗中，搖架機柜底部氣-液換熱器內冷卻液不循環(huán)，僅打開插箱和氣-液換熱器的通風風機。從圖7可以看出，在實驗中，啟動67 s和90 s后，插件4的器件溫升分別為19.6 ℃和23.9 ℃，插件2的器件溫升分別為22.3 ℃和25 ℃，均低于仿真條件下的23 ℃和27 ℃。實驗結果低于仿真結果，說明設計結果合理，并且留有適當余量。

圖7 啟動工況下主要插件的溫度曲線

5 結論

本文對一種密閉式搖架機柜進行熱設計，并進行了實驗和仿真驗證。機柜底部使用一臺氣-液換熱器給機柜散熱，機柜內插箱采用并聯(lián)通風形式，氣-液換熱器前送風后回風，插箱前進風后出風。首先對機柜的穩(wěn)態(tài)工作和瞬態(tài)啟動工況進行仿真分析和實驗驗證，然后對氣-液換熱器和插箱的風機配置進行改進優(yōu)化，最后進行了機柜調壓降噪測試和風機損壞實驗。結果表明，密閉搖架機柜能夠滿足功能插件熱負荷4300 W下工作工況和啟動工況的散熱要求，且在風機配置②下各插箱的散熱一致性優(yōu)異。在風機配置②下，插箱內插件器件最高殼溫與供水溫差約44.2 ℃，按供液溫度30 ℃計算，器件最高殼溫為74.2 ℃，散熱效果良好。最后對機柜進行了電壓調速降噪測試和風機損壞實驗，結果表明，機柜具有一定的調速降噪空間，在氣-液換熱器風機損壞1臺時仍能夠滿足啟動和工作工況。該研究結果對密閉式搖架機柜的熱設計提供了重要支撐。