周 揚，竇長安，陳 武

（揚州船用電子儀器研究所，江蘇揚州 225001）

0 引言

隨著科學(xué)技術(shù)不斷地發(fā)展，國防裝備也在日新月異的更新迭代，為滿足現(xiàn)代國防裝備的發(fā)展需求，需要研制出高性能、高可靠性的裝備。發(fā)射機柜是雷達(dá)的重要組成單元，內(nèi)部集成了各種規(guī)格、型號數(shù)量眾多的電子元器件，如行波管、油箱、調(diào)整管單元和相應(yīng)的電源模塊及電路等［1－2］。調(diào)整管單元作為發(fā)射機的核心部件，對發(fā)射機工作起關(guān)鍵作用，負(fù)責(zé)高壓線性電源的穩(wěn)壓功能，而隨著電子元器件的小型化，集成電路的高集成化和微組裝等，元器件、組件的熱流密度不斷提高，熱設(shè)計也面臨著嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)［3］。而調(diào)整管單元極高的功率密度，對散熱一直有很高的要求。發(fā)射機柜布局中，調(diào)整管單元與高壓油箱、高壓隔離變壓器等元器件共同安裝在發(fā)射機柜底板上，高壓油箱、高壓隔離變壓器均為貨架標(biāo)準(zhǔn)產(chǎn)品，結(jié)構(gòu)尺寸無法變更。為滿足調(diào)整管單元及發(fā)射機柜的內(nèi)部整體散熱需求，對調(diào)整管單元的結(jié)構(gòu)設(shè)計及散熱方式提出了較高的要求。

本文基于現(xiàn)有研究理論，結(jié)合項目實際特點和需求，根據(jù)發(fā)射機柜內(nèi)部空間布局及散熱要求優(yōu)化調(diào)整管單元的散熱形式，對調(diào)整管單元結(jié)構(gòu)進(jìn)行了設(shè)計，通過熱、力仿真分析及相關(guān)環(huán)境試驗驗證，經(jīng)設(shè)計改進(jìn)后的調(diào)整管單元在結(jié)構(gòu)強度上能夠滿足要求，便于使用和維護(hù)，從而降低調(diào)整管的故障率，保證調(diào)整管單元在實際工作中運行穩(wěn)定可靠。

1 調(diào)整管單元組成及安裝散熱形式

調(diào)整管單元主要由風(fēng)機座、風(fēng)機、調(diào)整管、高壓無感電阻和散熱器等組成。由于調(diào)整管單元內(nèi)部器件較多、外形較大、重量較大等原因，為保證發(fā)射機柜重心、布局要求，一般將調(diào)整管單元安裝在發(fā)射機柜底部。新機柜的結(jié)構(gòu)形式摒棄了常規(guī)的非密閉機柜形式，采用了密閉機柜，該結(jié)構(gòu)形式使機柜內(nèi)部形成一個密閉空間，不僅能有效隔絕外部熱源干擾，還可以有效改善機柜內(nèi)部電子元氣件的使用環(huán)境，提高了電子元器件的可靠性及環(huán)境適應(yīng)性。新設(shè)計的機柜利用旁路風(fēng)道將冷卻風(fēng)引至機柜底部，保證機柜底部調(diào)整管單元及其他模塊的散熱風(fēng)量。最后利用風(fēng)機將熱空氣上升至機柜頂部并進(jìn)入氣液交換器中形成循環(huán)。機柜散熱方式如圖1所示［4］。

圖1 機柜冷卻方式示意圖

2 調(diào)整管單元設(shè)計

2.1 散熱結(jié)構(gòu)形式

目前，發(fā)射機柜的冷卻方式主要有自然冷卻、強迫風(fēng)冷和液體冷卻3種方式［5］。液體冷卻通過結(jié)合熱管、微通道技術(shù)，更好地實現(xiàn)了熱量控制的目標(biāo)，液體冷卻相對于其他兩種冷卻方式而言，其冷卻速度更快［6］。在新設(shè)計中，為提高機柜內(nèi)部的散熱性能，發(fā)射機柜內(nèi)部采用氣液交換冷卻技術(shù)，替代了原發(fā)射機柜底部散熱采用單一風(fēng)冷方式。發(fā)射機工作時，輸出功率只占輸入功率的一小部分，其功率損失一半都以熱能的形式散發(fā)出來，電子設(shè)備內(nèi)部任何具有實際電阻的器件都是一個熱源［7］。電子元器件隨著溫度的升高，時效率迅速增加。一般元器件的環(huán)境溫度升高10℃，元器件的失效率會增加一個數(shù)量級［8］。調(diào)整管單元是發(fā)射機的核心部件，也是發(fā)射機柜內(nèi)主要熱源之一，調(diào)整管的熱量主要包括兩部分：一為高壓工作時在調(diào)整管上約3 kV的管壓降帶來的損耗；二為調(diào)整管的燈絲產(chǎn)生的熱耗。因此調(diào)整管的熱量為ΔP調(diào)整管＝245 W。

根據(jù)機柜的冷氣出口位置，將調(diào)整管單元的進(jìn)氣口設(shè)計在底板上，安裝位置與之對應(yīng)，便于上方風(fēng)機排氣。調(diào)整管單元中的調(diào)整管是整個單元內(nèi)部熱耗最高的器件，采用將調(diào)整管安裝于風(fēng)機與進(jìn)風(fēng)口之間及散熱器置于調(diào)整管下端的結(jié)構(gòu)方式，能最快速度降低調(diào)整管的溫度。調(diào)整管通過導(dǎo)熱硅脂將熱量傳導(dǎo)至翅片散熱器，而該散熱器的處理能力有限，作為輔助手段，通過增加一個交流風(fēng)機進(jìn)行強迫風(fēng)冷，將調(diào)整管的熱量及時帶走，以降低調(diào)整管的管殼溫度。如圖2所示。

圖2 調(diào)整管單元散熱形式設(shè)計示意圖

2.2 調(diào)整管座結(jié)構(gòu)

調(diào)整管單元內(nèi)部核心結(jié)構(gòu)件為調(diào)整管座，調(diào)整管座主要由調(diào)整管、散熱器、散熱器底座、散熱器側(cè)座構(gòu)成，如表1所示。

表1 調(diào)整管單元主要結(jié)構(gòu)件

按GJB150A－2009振動條件要求進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計，對以下零件的進(jìn)行了設(shè)計［9－10］：

（1）為了提高零件強度設(shè)計余量，對聚砜底座進(jìn)行了設(shè)計，保證爬電距離不變的情況下，增加了端面法蘭的厚度以及中心支撐直徑，增加工藝圓角；

（2）由于散熱器重量較重，對散熱器進(jìn)行了適當(dāng)?shù)臏p重設(shè)計，且在不影響主風(fēng)道的情況下，在散熱器側(cè)面增加輔助安裝面以減小懸臂振動的影響；

（3）增加側(cè)板過渡安裝件，采用聚四氟乙烯材料，與側(cè)板的連接采用尼龍螺栓，避免懸浮地?fù)舸?/p>

調(diào)整管與散熱器通過調(diào)整管端部M24×1－6g的螺紋連接，散熱器與座通過6個GB／T5782－2000 M4×20的螺釘連接，座與底部固定板通過6個GB／T819.2－2000 M4×16的螺釘連接。新設(shè)計的調(diào)整管座結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 調(diào)整管座結(jié)構(gòu)及安裝圖

2.3 調(diào)整管單元外形尺寸

由于機柜內(nèi)部空間緊密，調(diào)整管單元的上端有其他單元器件，加之調(diào)整管單元本身的重量較重，為了滿足密閉機柜維修性設(shè)計，調(diào)整管單元的安裝方式采用插銷加螺釘緊固方式。如圖4所示，該方式通過導(dǎo)銷定位調(diào)整管單元的安裝位置，利用靠近機柜門一側(cè)的空間，將調(diào)整管單元推送至導(dǎo)銷端，待其安裝到位，在靠近機柜門端一側(cè)利用螺釘將調(diào)整管單元固定在機柜底部的安裝板上，拆卸時與安裝步驟相反，只需拆除前端安裝螺釘便可直接將調(diào)整管單元從機柜內(nèi)部抽處，有效的避免了裝卸是與上端器件的碰撞。提高了發(fā)射機柜內(nèi)部的整體的維修性。

圖4 調(diào)整管單元安裝方式

機柜內(nèi)部的其他部件的外形橫向增加25 mm，依據(jù)其尺寸對調(diào)整管單元的外形尺寸進(jìn)行了重新設(shè)計，將模塊橫向尺寸設(shè)計成240 mm，調(diào)整管單元的外形尺寸如圖5所示。

圖5 調(diào)整管單元外形尺寸

3 驗證與結(jié)果分析

綜合以上設(shè)計，新設(shè)計的調(diào)整管單元結(jié)構(gòu)圖如圖6所示，接下來對該結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱力學(xué)及力學(xué)仿真分析。

圖6 調(diào)整管單元內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖

3.1 仿真分析

3.1.1 散熱性能仿真

仿真條件：進(jìn)口風(fēng)溫為30℃，風(fēng)量為120 m3／h。調(diào)整管單元熱耗為245 W。

仿真結(jié)果分析：最高溫度在85℃左右，結(jié)果表明該散熱方案可行，散熱效率高，滿足調(diào)整管單元表明不高于90℃的散熱要求；由圖7空氣流場云圖可看出，空氣流動比較順暢。圖8為調(diào)整管單元溫度場放大圖。

圖7 流動跡線圖

圖8 調(diào)整管視圖局部視圖

3.1.2 力學(xué)仿真

調(diào)整管單元聚砜樹脂材料的抗拉強度為77～82 MPa，疲勞強度約為24 MPa（1／3的抗拉強度）［11］。對新設(shè)計后的調(diào)整管單元進(jìn)行了2種振動工況的分析，分別按照高速公路卡車振動環(huán)境和掃頻振動的進(jìn)行仿真［12］。

通過計算結(jié)構(gòu)的模態(tài)，來分析結(jié)構(gòu)振動剛度，前幾階模態(tài)對底座的影響較大，仿真結(jié)果一階模態(tài)為155 Hz，剛度有大幅度提高，如圖9所示。

圖9 優(yōu)化件一階振型和各階模態(tài)頻率

高速公路振動條件下，在模型優(yōu)化后，底座上部內(nèi)側(cè)根部處的最大應(yīng)力值約為2.62 MPa，鋼板的最大位移為0.017 mm，如圖10所示。

圖10 高速公路振動條件下底座及鋼板應(yīng)力云圖

振動掃頻條件下，經(jīng)過仿真分析，在模型優(yōu)化后，底座上部內(nèi)側(cè)根部處的最大應(yīng)力值約為2.38 MPa，鋼板的最大位移為0.007 mm，如圖11所示。

圖11 振動掃頻條件下底座及鋼板應(yīng)力云圖

仿真結(jié)果表明：兩種工況下底座上部內(nèi)側(cè)根部處的最大應(yīng)力值都遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于疲勞強度約為24 MPa。

3.2 實物驗證

對新設(shè)計的聚砜底座實物進(jìn)行了模擬負(fù)載的高速公路運輸振動試驗驗證（X向／Z向），并在試驗過程中對底板風(fēng)道加強筋處增加傳感器測試，試驗結(jié)束后底座零件狀態(tài)正常，傳感器顯示加強筋處振幅局部放大，如圖12所示。

圖12 高速公路運輸振動試驗驗證（X向／Z向）

聚砜底座、散熱器、過渡塊進(jìn)行了整體安裝，并按GJB150A－2009振動試驗條件進(jìn)行驗證（X向／Z向），試驗結(jié)束后檢查各零件狀態(tài)正常，如圖13所示。

圖13 GJB150A－2009振動試驗驗證（X向／Z向）

4 結(jié)束語

本文調(diào)整管單元為滿足發(fā)射機柜散熱要求，通過設(shè)計新結(jié)構(gòu)形式，將機柜底部的冷卻空氣吸入調(diào)整管內(nèi)部，并將熱量排出至機柜內(nèi)部，散發(fā)至發(fā)射機柜內(nèi)部熱量通過其他輔助器件上升至機柜頂部并進(jìn)入氣液交換器中，從而完成風(fēng)冷循環(huán)。為解決了發(fā)射機柜內(nèi)部空間緊湊安裝繁瑣的問題，重新設(shè)計了調(diào)整管內(nèi)部風(fēng)機安裝位置，并優(yōu)化設(shè)計了調(diào)整管安裝底座結(jié)構(gòu)外形。最終通過對調(diào)整管單元進(jìn)行實物試驗驗證，證明了新設(shè)計的調(diào)整管單元結(jié)構(gòu)形式能夠滿足密封機柜的使用要求。綜上所述，通過熱、力仿真得出新設(shè)計的調(diào)整管單元滿足發(fā)射機柜內(nèi)部散熱設(shè)計及力學(xué)強度要求。有效的提高了空間使用率和維修性，在實際工作中運行穩(wěn)定、可靠，效果明顯。