柱面陣天線陣面的風機失效對散熱影響研究

王業(yè)文 張 帥 朱樂樂 劉偉棟 賴國泉

柱面陣天線陣面的風機失效對散熱影響研究

王業(yè)文 張 帥 朱樂樂 劉偉棟 賴國泉

（上海航天電子技術研究所，上海 201109）

本文以風機沿圓周方向排布的柱面相控陣天線陣面風冷散熱系統(tǒng)為研究對象，對散熱系統(tǒng)理論計算，并采用有限元法對流場仿真分析，對計算結果校核，在此基礎上分析和總結了不同風機失效對系統(tǒng)散熱性能的影響，基于分析結果提出局部散熱加強改造方案，并采用有限元分析對改造后的散熱系統(tǒng)進行了性能評估，為風機失效后優(yōu)化設計提供參考。

柱面相控陣天線；風冷散熱；有限元分析；風機失效

1 引言

有源相控陣雷達的核心部件為有源相控陣天線[1]，典型的有源相控陣天線主要由天線單元、T/R模塊、射頻網絡模塊、陣面電源、控制模塊、天線罩以及用于陣面支撐、旋轉的框架等組成[2]。這些有源組件和電子設備由大量功率器件組成，隨著器件集成化程度的不斷提高，加上體積大小的限制，使得功率器件的熱流密度不斷提高，極易達到器件的額定溫度，導致器件發(fā)生故障或者損壞。“10℃”法則指出，電子元件的工作溫度每上升10℃，它的工作可靠性就會降低50%[3]，因此，有源相控陣天線的散熱已經成為制約有源相控陣雷達的關鍵技術。

針對不同型號的天線散熱系統(tǒng)，要以天線本身的特點、特性和實際情況為依據(jù)，并符合以下設計原則：a.良好的散熱；b.較高的可靠性和安全性；c.較強的環(huán)境適應能力；d.方便維修與保養(yǎng)；e.良好的性價比[4]。目前比較成熟的散熱方案一般是采用風冷和液冷的方式。相控陣雷達主要工作在野外人煙稀少的地區(qū)，環(huán)境比較惡劣，對安全性和可靠性要求較高。液冷相對風冷在比熱容和對流換熱系數(shù)上有巨大的優(yōu)勢，但為保證整個系統(tǒng)的均溫性，需要在每個T/R組件蓋板內設置流道，流道管網較為復雜，同時風冷系統(tǒng)的維修性和成本相對液冷系統(tǒng)來說大大降低，故采用強迫風冷散熱情況居多。風冷散熱系統(tǒng)中，風機的正常穩(wěn)定直接關系到設備的可靠性與安全性。本文以柱面相控陣天線風冷散熱系統(tǒng)為研究對象，針對陣面天線結構及熱耗分布特點，建立天線有限元熱分析模型，同時針對風機失效對散熱性能的影響進行評估和改進，為風冷散熱系統(tǒng)優(yōu)化設計提供參考。

2 柱面相控陣雷達天線散熱系統(tǒng)設計

柱面相控陣雷達天線陣面為雙極化半圓柱波導縫隙陣，其結構形式如圖1所示，天線陣面共40個T/R模塊，沿圓周方向排布，形成一個柱面陣，相鄰2個T/R模塊夾角為7°，柱面半徑760mm。

圖1 柱面陣天線散熱系統(tǒng)結構形式

2.1 熱環(huán)境分析

陣面主要熱量來源為T/R組件工作時產生的熱耗，陣面單個T/R模塊熱設計功耗為31.8W，總熱耗1272W。T/R模塊內部的移相器是溫度敏感元件，不同溫度下的移相量也不同，為了保證雷達測量的精度，需要對不同溫度下工作的移相器的移相量進行補償，而溫度差異的增大，補償模型越發(fā)復雜，補償精度也隨之降低[5]。因此，陣面天線熱設計除控制溫度外，溫度差也必須控制在可接受的范圍內（一般小于10℃）。

相控陣雷達天線主要使用環(huán)境在野外無遮擋環(huán)境，故需要考慮太陽輻射對陣面的影響，太陽輻射在12:00～13:00間最強，輻射強度為1120W/m2[6]，太陽輻射直接照射在天線罩上，熱量一部分被吸收，一部分被反射，被天線罩吸收的熱量以熱傳導的形式輸送到天線陣面。根據(jù)輻照強度計算公式：

solar

式中，solar為太陽輻照強度，為太陽輻射吸收率，為光照角面積。

天線罩表面涂白色聚氨酯漆，對太陽的熱輻射吸收率約為0.2，天線陣面俯仰旋轉55°時，太陽輻射最嚴重，此時天線罩的傾角按16.5°計算，太陽照射面積按天線罩投影面積計算，天線陣面投影長1.535m，寬1.683m，根據(jù)式（1），本天線太陽輻射的熱量約為556W，整個天線陣面總熱耗為1828W。

2.2 散熱系統(tǒng)適配

風冷散熱系統(tǒng)核心部件為風機，結合T/R組件安裝形式選擇軸流風機作為動力源，整個陣面熱耗1828W，T/R組件共40塊，根據(jù)將扇形面等分為8處，使用8個風機進行散熱，單個風機需要轉換的熱量為228.5W，根據(jù)熱轉化公式：

=×p,air×Q×

其中，為需要轉化的熱量，p,air為空氣比熱，Q為空氣體積流量，Δ為溫差，為空氣密度，取空氣30℃時物理性質，此時空氣密度為1.165kg/m3，比熱容為1.005kJ/(kg?℃-1)，公式變換后可得風量公式：

Q(m3/min0.05×?

熱源溫升需控制在20℃以內，考慮到冷板至熱源間的熱阻，需將空氣進出口溫差控制在10℃以內，需要的風量為1.14m3/min，所選風機最大風量一般為所需風量的兩倍，因此風扇最大風量約為2.28 m3/min。

圖2 T/R模塊結構示意圖

由于T/R組件表面積較小，為加強對流換熱，在組件外部加裝平行翅片散熱器，增加組件與氣流的換熱面積?？紤]到加工難度和成本，翅片間距為7.5mm，高度為16.5mm，沿氣流方向長度為150mm，翅片數(shù)量為26，T/R模塊結構示意圖如圖2所示。取空氣30℃時物理性質，此時運動粘度為6×10-6m2/s，翅片內流體的流動可等效為矩形管道內流動，風道風壓（靜壓）計算過程如下：

翅片內單個風道截面積濕周長為：

=(+)×2=48mm

單個通風截面積當量直徑為：

=4=20mm

假設各風道風量均勻，可計算單風道風速為：

=v.max/(25×5×A)=2.45m/s

雷諾數(shù)為：

=(×/=8.2×103

氣體流經翅片的過程中截面未發(fā)生變化，因此只考慮流動時與壁面摩擦產生的沿程阻力損失h，其計算式[7]為：

H=××2/(2×g)

其中，為沿程阻力系數(shù)，4000≤＜105時。可以用勃拉修斯公式計算，即：

=0.3164/0.25

代入上式計算出單風道內沿程阻力損失為0.075Pa，T/R模塊組合內總沿程阻力損失為9.4Pa。通風出口的出風壓力為：=2×/2=3.5Pa，則風機理想情況下需要的總風壓不低于12.9Pa，考慮到實際過程中由于安裝方式對風阻的影響，根據(jù)空間尺寸，風機選擇為EBM的4414 FM款，最大風量140m3/h，最大風壓40Pa，滿足使用要求。

3 天線陣面?zhèn)鳠崽匦詳?shù)值模擬研究

由于陣面結構及氣流循環(huán)過程較為復雜，故采用有限元法對陣面空間內部流場和溫度場進行分析，以驗證整個設計過程的準確性。本文采用ANSYS ICEPAK軟件對陣面流場和溫度場進行仿真計算，其具有物理模型庫豐富、自動網格生成、流體解算功能強大等優(yōu)點[8]，仿真結果可以作為校核陣面散熱設計的依據(jù)。

3.1 邊界條件設置

本文模擬氣體流動換熱與固體導熱的耦合傳熱問題，控制方程的求解采用zero equation 算法，T/R組件與散熱翅片外殼間熱阻設置為0.001℃?m2/W；各散熱器外殼間距離較近，為防止外殼間傳熱，模擬實際工況，外殼間設置絕熱薄板（無厚度）。各散熱器外殼、擋板、模塊外殼等材料為鋁合金5A06，內部流動工質為空氣，環(huán)境溫度為20℃。

3.2 模型簡化分析

為減少網格數(shù)量增加關注區(qū)域的計算精確度，在不影響模型熱流傳遞路徑和流道流阻的情況下，對模型進行簡化，去除不影響計算結果的螺釘、定位銷等零件以及加工時的圓角、倒角等特征。為對比分析，設置兩種計算模型，一種為單個T/R模塊組合，即一個風機對應5個T/R模塊，另外一種模型取8組對稱分布T/R模塊組合的一半，將扇形平面從中間剖開，各風機編號如圖3所示，研究4組模塊在風機扇形排布下的流場和溫度場。

圖3 風機編號示意圖

3.3 仿真結果分析

單個T/R模塊組合和4個T/R模塊組合溫度分布云圖分別如圖4和圖5所示，發(fā)熱器件處溫度最高，單個T/R模塊組合最高溫度約為33.4℃，但4個T/R模塊扇形排列后最高溫度上升為37.4℃。單個風機工作點為FAN0（0=14.3Pa，0=1.737m3/min），4組風機工作點分別為：FAN1（1=19.3Pa，1=1.308m3/min）、FAN2（2=21.5Pa，2=1.308m3/min）、FAN3（3=21.4Pa，3=1.13m3/min）、FAN4（4=20.5Pa，4=1.208m3/min），風機呈扇形排布后互相之間存在干擾，空氣流動風阻相對獨立風機大約5Pa，根據(jù)風機特性曲線，流過翅片的風量減小，四組風機比單獨風機溫度高約4℃。4個T/R模塊組合各熱源間溫差約為3℃，溫度均勻性良好，滿足使用要求。

圖4 單個T/R模塊組合溫度分布圖

圖5 4組T/R模塊組合溫度分布圖

4 風機失效的影響及優(yōu)化

4.1 風機失效對陣面溫度的影響

在風冷散熱系統(tǒng)中，保證風機的正常穩(wěn)定運行非常重要，直接關系到整個系統(tǒng)的可靠性與安全性[9]。一般來說，風機壽命要小于元器件壽命，且由于不確定因素的影響如偶爾的電動機燒毀或軸承卡住，都會造成風機失效。失效的風機不僅影響該風機對應流道內部的散熱，對周圍風機也存在影響。本章以4個T/R模塊組合為研究對象，分析各風機失效后對流場和溫度場的影響。

圖6 FAN1失效時溫度分布云圖

圖7 FAN2失效時溫度分布云圖

圖8 FAN3失效時溫度分布云圖

圖9 FAN4失效時溫度分布云圖

表1 失效時風機工作點及溫度參數(shù)

圖6～圖9中展示了各處風機失效時溫度分布云圖，風機工作點風壓和風量值如表1所示， FAN3失效對整個散熱系統(tǒng)影響最小，失效風機流道處熱源溫度相對無失效時溫升約為5℃，F(xiàn)AN4失效對散熱系統(tǒng)影響最大，失效風機流道處熱源溫度相對無失效時溫升約為10℃，其余正常工作的風機處熱源溫度相對無失效時下降了約1～2℃。風機失效，均使周圍風機的風阻減小，風量增大，風機在進風口為低壓，出風口為高壓，失效的風機在局部形成相對負壓，對周邊空氣流動形成短路效應，失效風機所對應的流道內部會有少量氣流循環(huán)，因此FAN2和FAN3失效對陣面溫度的影響相對FAN1和FAN4失效更小。

4.2 降低風機失效影響的方法

圖10 風機更改后溫度分布云圖

氣體流動主要由壓力所決定，在空間內任一點的空氣都有多條流動路徑可以選擇，每條路徑上都有不同的流阻和壓力梯度。風機失效后的理論模型可近似為一定開孔率的通風孔，由于相鄰風機出風口為高壓狀態(tài)，在失效風機和正常工作的風機間形成壓力差，促使少量氣流流經翅片，因此降低風機失效對整個散熱系統(tǒng)影響的成本較低的方法為增加系統(tǒng)冗余度，即增大風機風量和風壓，以EBM尺寸相同的4414FNN風機為例，風量提高至200m3/h，風壓為155Pa，以對散熱影響最大的FAN4失效模型進行分析，仿真結果如圖10所示，從圖中可以看出，熱源最高溫度降低至40.3℃，基本滿足使用要求，因此以該風機作為整個系統(tǒng)的散熱風機。

5 結束語

本文以相控陣雷達天線陣面為研究對象，建立散熱系統(tǒng)數(shù)學模型，并通過數(shù)值仿真對系統(tǒng)進行校核，仿真結果表明，散熱系統(tǒng)的設計能滿足T/R組件的散熱要求，為柱面陣的散熱設計提供理論指導。同時論證了風機失效對散熱系統(tǒng)的影響，提出解決風機失效問題的方案，提高整個風冷散熱系統(tǒng)的可靠性，保證柱面相控陣天線的穩(wěn)定工作。

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Influence of Fan Failure on the Heat Dissipation of Cylindrical Phased Array Antenna

Wang Yewen Zhang Shuai Zhu Lele Liu Weidong Lai Guoquan

(Shanghai Aerospace Electronic Technology Institute, Shanghai 201109)

In this paper, the air-cooling heat dissipation system of cylindrical phased array antenna arranged along the circumferential direction of the fan is the research object, and the heat dissipation system is theoretically calculated. The finite element method was used to carry out simulation analysis and check calculation results. On this basis, the influence of different fan failures on the heat dissipation performance of the system is analyzed and summarized, and a local heat dissipation enhancement scheme is proposed based on the analysis results. The finite element analysis is used to evaluate the performance of the modified heat dissipation system to provide a reference for the optimization design of the fan after failure.

cylindrical phased array antenna；air-cooled heat dissipation；finite-element analysis；fan failure

V476

A

王業(yè)文（1982），高級工程師，機械設計及理論專業(yè)；研究方向：天線結構設計。

2023-04-11