劉世清，樊葉萍，麻磊磊，高曉蕾

(浙江師范大學(xué) 物理與電子信息工程學(xué)院，浙江 金華 321004)

在超聲焊接、加工等技術(shù)領(lǐng)域，換能器通常工作于大功率振動(dòng)狀態(tài)[1-4]。由于材料的機(jī)械損耗、壓電陶瓷的介電損耗以及換能器因負(fù)載變化與電源阻抗失配引起的功率損耗等原因，換能器在長(zhǎng)時(shí)間工作下會(huì)出現(xiàn)嚴(yán)重的發(fā)熱現(xiàn)象[5-7]，進(jìn)而引起換能器輸入阻抗、電容等機(jī)電參數(shù)變化，并導(dǎo)致其共振頻率漂移、位移振幅衰減以及電聲效率急劇下降，甚至?xí)?dǎo)致壓電陶瓷退極化等一系列問(wèn)題。因此，換能器的發(fā)熱問(wèn)題是長(zhǎng)期困擾業(yè)界的關(guān)鍵技術(shù)難題之一，如何有效控制壓電超聲換能器在大功率工作狀態(tài)下的發(fā)熱升溫具有重要意義。

目前，針對(duì)大功率超聲換能器的散熱降溫主要采用自然風(fēng)冷、水冷或風(fēng)水混合冷卻等方式[8]，但此類傳統(tǒng)降溫方式存在以下不足：一方面冷卻效率較低，且需要外部動(dòng)力驅(qū)動(dòng)，增加了額外能耗；另一方面，傳統(tǒng)的風(fēng)冷或水冷是一種外部降溫方式，由于壓電陶瓷材料導(dǎo)熱性能差，其內(nèi)部溫度仍然很高。文獻(xiàn)[9]對(duì)直徑25.4 mm的PZT壓電陶瓷棒發(fā)熱情況進(jìn)行了研究，當(dāng)壓電陶瓷棒連續(xù)高強(qiáng)度工作時(shí)，通過(guò)水冷方式進(jìn)行冷卻，其表面溫度基本能維持在常溫，但棒芯溫度仍高達(dá)200 ℃，接近壓電陶瓷的居里溫度。過(guò)高的溫度會(huì)加速壓電陶瓷老化，甚至使之退極化，嚴(yán)重影響壓電換能器的性能和使用壽命。傳統(tǒng)冷卻方式難以將熱量從換能器內(nèi)部導(dǎo)出，為此迫切需要尋求一種更加行之有效的散熱降溫方式。

熱管是近幾十年發(fā)展起來(lái)的一類新型換熱器件，它利用其內(nèi)部飽和工質(zhì)的汽化和凝結(jié)相變來(lái)實(shí)現(xiàn)換熱，具有高等溫性和極高的傳熱特性，目前已廣泛應(yīng)用于高端電力電子設(shè)備的散熱降溫領(lǐng)域[10-14]。相同工況下，熱管的相對(duì)換熱效率是氣體自然對(duì)流換熱效率的幾百倍[15]。研究表明，熱管的導(dǎo)熱能力是等量銅、鋁等優(yōu)良導(dǎo)體的幾百乃至千倍以上。

基于熱管優(yōu)異的傳熱性能，本文將熱管應(yīng)用于大功率壓電換能器的散熱降溫中。首先，實(shí)驗(yàn)測(cè)試了有、無(wú)熱管兩種狀態(tài)下，空載換能器發(fā)熱的溫度場(chǎng)分布；其次，在換能器振動(dòng)位移節(jié)面位置附近耦合熱管，對(duì)其振動(dòng)特性進(jìn)行了有限元仿真；最后，在相同工況的大功率工作狀態(tài)下，對(duì)換能器有、無(wú)熱管兩種狀態(tài)下的溫升進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試和分析。

1 換能器內(nèi)部軸向溫度分布測(cè)試

為方便測(cè)試工作狀態(tài)下?lián)Q能器的溫度分布，設(shè)計(jì)加工了半波長(zhǎng)對(duì)稱結(jié)構(gòu)夾心式壓電換能器，如圖1所示。換能器設(shè)計(jì)頻率為20 kHz；前、后金屬蓋板均為硬鋁合金，尺寸?60×30 mm；壓電陶瓷片為PZT4，幾何尺寸為?60?20×7 mm；中央采用鋁合金厚電極設(shè)計(jì)，尺寸為?20?8×10 mm，并沿其半徑方向等弧間隔鉆有6個(gè)孔徑8 mm、深度為25 mm的圓孔，用以安裝熱管。由于兩端嚴(yán)格對(duì)稱，中央厚電極始終為換能器位移振幅節(jié)面位置。組裝后的換能器實(shí)測(cè)頻率為19.7 kHz。

圖1 對(duì)稱結(jié)構(gòu)夾心式壓電換能器

為測(cè)試工作狀態(tài)下壓電換能器內(nèi)部軸向溫度場(chǎng)分布，以中央節(jié)面位置為原點(diǎn)，在前后蓋板中沿軸向鉆有一定數(shù)量的孔深為20 mm的小孔，中央節(jié)面金屬圓盤鉆孔深度為27 mm、孔徑均為1.5 mm，用于熱電偶測(cè)溫布點(diǎn)。布點(diǎn)位置如表1所示。

表1 換能器軸向測(cè)溫布點(diǎn)位置(節(jié)面為原點(diǎn))

在空載情況下，利用AG1024超聲電源對(duì)換能器分別施加20、30、40 W的電功率，工作50 min，在環(huán)境溫度為20 ℃下，利用熱電偶對(duì)有熱管和無(wú)熱管兩種工作狀態(tài)下的換能器軸向溫度分布進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如圖2所示?？梢钥闯?，換能器的溫度隨功率增大而升高。無(wú)熱管時(shí)換能器中心節(jié)面溫度最高，并沿兩端逐漸降低；節(jié)面裝有熱管時(shí)換能器的中心溫度較低，甚至低于兩端金屬蓋板的溫度。圖3為利用德國(guó)testo872熱成像儀測(cè)得的換能器表面熱像圖。由圖3亦可看出，節(jié)面附近的壓電陶瓷是換能器發(fā)熱的高溫“熱點(diǎn)”，這也說(shuō)明壓電陶瓷工作發(fā)熱占換能器發(fā)熱的主導(dǎo)地位，其原因是位移節(jié)面是應(yīng)力腹點(diǎn)，容易發(fā)熱。因此，若將熱管安裝于換能器振動(dòng)位移節(jié)面位置將有利于提高散熱效果。此外，將熱管耦合于換能器的節(jié)面位置可最大限度地減少熱管對(duì)換能器振動(dòng)的影響。

圖2 有、無(wú)熱管換能器軸向溫度分布

圖3 換能器熱像圖

圖4為中央節(jié)面位置安裝熱管后的對(duì)稱式結(jié)構(gòu)夾心式壓電超聲換能器。所用熱管直徑8 mm、長(zhǎng)度20 mm，共6支；每支熱管冷凝段耦合有長(zhǎng)度為100 mm、直徑為40 mm的散熱翅片組；熱管內(nèi)部工質(zhì)為醇水混合液，質(zhì)量1.3 g；熱管工作啟動(dòng)溫度約為20 ℃。

圖4 熱管換能器

2 熱管對(duì)換能器振動(dòng)特性的影響

熱管的引入勢(shì)必對(duì)換能器的振動(dòng)特性產(chǎn)生一定的影響，以下主要利用有限元仿真方法研究熱管耦合位置、數(shù)量以及耦合深度對(duì)換能器振幅及共振頻率的影響。

2.1 熱管耦合位置對(duì)振幅的影響

對(duì)于圖5所示的聚能型夾心式復(fù)合壓電超聲換能器，晶堆中間為厚電極，并耦合以熱管，構(gòu)成熱管散熱型壓電超聲換能器。換能器前后蓋分別為硬鋁合金和不銹鋼，壓電片為PZT4，熱管為燒結(jié)粉末毛細(xì)吸液芯銅管。為降低網(wǎng)格劃分自由度，采用1/6軸對(duì)稱圖形進(jìn)行建模。換能器各部分尺寸如表2所示。

圖5 耦合熱管壓電換能器示意圖

表2 換能器幾何尺寸

利用COMSOL Multiphysics 5.4進(jìn)行有限元仿真，研究熱管耦合位置對(duì)換能器軸向縱振動(dòng)位移分布、振速分布的影響。

當(dāng)耦合熱管數(shù)量N為12支、管徑D為5 mm、熱管長(zhǎng)為150 mm、耦合深度L為10 mm時(shí)，通過(guò)對(duì)熱管耦合位置的優(yōu)化，得到節(jié)面耦合熱管時(shí)換能器的縱向振動(dòng)模態(tài)振型(圖6)； 仿真得到換能器相應(yīng)的縱向位移(圖7)及振速分布(圖8)。由圖7、8可以看出，熱管耦合在節(jié)面位置時(shí)換能器振幅及振速最大，并具有較好的振動(dòng)模態(tài)振型；熱管偏離節(jié)面位置越大，換能器的位移振幅及振速越?。欢鵁o(wú)耦合熱管換能器的位移振幅及振速最小。

圖6 熱管換能器的縱振模態(tài)圖

圖7 位移振幅隨熱管耦合位置的變化關(guān)系

圖8 振速隨熱管耦合位置的變化關(guān)系

2.2 熱管數(shù)量及耦合深度對(duì)換能器共振頻率的影響

利用有限元數(shù)值仿真研究熱管數(shù)量、耦合深度對(duì)換能器共振頻率的影響。熱管及換能器材料、尺寸同前述。本例中取熱管管徑D為6 mm，當(dāng)管數(shù)N=6、9、12時(shí)，通過(guò)仿真計(jì)算了換能器縱向共振基頻fs隨熱管的耦合深度L改變的變化關(guān)系，結(jié)果如圖9所示。

由圖9可以看出，換能器共振頻率隨熱管數(shù)量及耦合深度的增加而升高。相比于無(wú)熱管換能器，在穿孔位置耦合熱管會(huì)導(dǎo)致其等效彈性剛度和等效共振質(zhì)量均增加，但由于熱管耦合位置為振動(dòng)位移節(jié)面位置，其是應(yīng)力腹點(diǎn)和位移節(jié)點(diǎn)，在該位置耦合熱管所引起等效共振質(zhì)量的增加對(duì)換能器共振頻率的影響幾乎可忽略，而主要表現(xiàn)為等效彈性剛度的增大，從而導(dǎo)致?lián)Q能器共振頻率的升高。

圖9 換能器共振頻率與熱管數(shù)量及耦合深度的關(guān)系

3 熱管型換能器的溫度特性

3.1 換能器溫升試驗(yàn)

為驗(yàn)證熱管對(duì)換能器的散熱作用，設(shè)計(jì)制作了熱管散熱型全波長(zhǎng)壓電換能器，如圖10所示。換能器共振頻率為20 kHz；前后蓋板均為硬鋁，前蓋板尺寸為?50×18 mm，后蓋板尺寸為?50×60 mm；壓電圓片為PZT4；半波長(zhǎng)階梯型變幅桿材料為鋼。L型熱管設(shè)計(jì)在前蓋板靠近壓電陶瓷節(jié)面位置，直徑6 mm，長(zhǎng)150 mm，數(shù)量12支；熱管冷凝段均加裝銅制散熱翅片，以提高散熱效率；熱管工作啟動(dòng)溫度為20 ℃。為便于施加液體負(fù)載，換能器變幅桿輸出端加裝了直徑150 mm、厚度3 mm的不銹鋼圓盤輻射器。

圖10 熱管散熱型全波長(zhǎng)壓電換能器

為比較耦合熱管換能器與無(wú)熱管換能器的散熱性能。在20 ℃環(huán)境下，利用AG1024超聲電源分別對(duì)有熱管和無(wú)熱管兩種情形下的換能器均施加400 W的電功率，以水作為負(fù)載介質(zhì)，利用熱電偶測(cè)溫儀實(shí)時(shí)測(cè)試了換能器在準(zhǔn)諧振頻率下節(jié)面位置處的內(nèi)部和外部溫度，測(cè)試時(shí)間為50 min，間隔為1 min，結(jié)果如圖11所示。

圖11 換能器溫升實(shí)驗(yàn)曲線

由圖11可以看出，無(wú)熱管時(shí)，換能器內(nèi)部溫度高達(dá)95.6 ℃，內(nèi)外溫差為25.7 ℃；而耦合熱管后，相同工況下，換能器內(nèi)部溫度為55.0 ℃，內(nèi)外溫差僅為6.6 ℃?？梢?jiàn)，熱管不僅使換能器的工作溫度大幅降低，本實(shí)驗(yàn)中安裝熱管后換能器溫升降幅達(dá)42.5%，且使換能器內(nèi)外溫度梯度較小，分布更為均勻。

3.2 換能器共振頻率及動(dòng)態(tài)電容隨溫度的變化

將未耦合熱管的換能器在400 W功率下工作至熱平衡狀態(tài)，然后關(guān)閉電源使其自然降溫，在室溫20 ℃下，以1 min為測(cè)試間隔，測(cè)量了降溫50 min換能器的共振頻率及動(dòng)態(tài)電容；在相同工況下，對(duì)耦合熱管后的換能器共振頻率及動(dòng)態(tài)電容進(jìn)行同樣測(cè)試。換能器的共振頻率及動(dòng)態(tài)電容隨溫度的變化關(guān)系如圖12、13所示。

由圖12、13可知，相同工況下，無(wú)熱管換能器的共振頻率及電容漂移量分別為4.9%和15.3%；而耦合熱管后換能器的共振頻率及電容漂移量分別為1.3%和6.2%?？梢?jiàn)，耦合熱管后，換能器的共振頻率漂移量大幅降低，降幅達(dá)73.5%；同樣地，有熱管時(shí)換能器動(dòng)態(tài)電容漂移量比無(wú)熱管時(shí)降低約59.5%。

圖12 換能器頻率漂移曲線

由此可見(jiàn)，利用熱管可大幅提高壓電換能器工作的熱穩(wěn)定性，有利于確保換能器處于較佳的阻抗匹配狀態(tài)，并維持較高的電聲效率。

圖13 換能器電容漂移曲線

4 結(jié)論

本文提出一種新型熱管散熱型壓電換能器，并對(duì)其熱穩(wěn)定性進(jìn)行了仿真和實(shí)驗(yàn)研究。

通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試了壓電換能器工作狀態(tài)下內(nèi)部軸向溫度場(chǎng)分布。結(jié)果表明，壓電陶瓷工作發(fā)熱是換能器發(fā)熱的主要因素。

利用有限元法研究了熱管數(shù)量、耦合位置及深度對(duì)換能器共振頻率及振幅的影響。仿真結(jié)果表明，熱管耦合在換能器節(jié)面位置，不僅散熱效果好，且有較佳的振動(dòng)性能。

實(shí)驗(yàn)測(cè)試了相同工況下，有、無(wú)熱管兩種狀態(tài)換能器的溫升及共振頻率隨溫度的變化關(guān)系，研究表明，在400 W負(fù)載功率下，換能器安裝熱管后其溫升降幅達(dá)42.5%、共振頻率漂移下降73.5%、動(dòng)態(tài)電容漂移量下降59.5%，壓電換能器的熱穩(wěn)定性大幅提高。

需要指出的是，熱管的散熱效果不僅取決于熱管管徑、長(zhǎng)度等幾何參數(shù)，而且取決于其內(nèi)部工質(zhì)的類型和質(zhì)量多少。一般來(lái)說(shuō)，超聲換能器系統(tǒng)選用常溫?zé)峁鼙容^合適，其工作啟動(dòng)溫度為20～40 ℃，熱管數(shù)量需依據(jù)熱管散熱功率及具體對(duì)象進(jìn)行選擇。