2024年4月28日发(作者：仲孙韦)
５６ 雷达与对抗 ２００８年 第４期
密闭机箱的热仿真分析
郁圣杰，李维忠
（南京船舶雷达研究所，江苏南京２１０００３）
摘 要：运用ＣＦＤ软件Ｆｌｏｔｈｅｒｍ对密闭机箱内部采取不同风道结构和选择不同风机时流体流动
和换热过程进行了数值模拟，获得了密闭机箱内部的流场、压力场以及温度场的变化规律。仿真
结果表明，为使系统达到较好的冷却目的，应当首先测得系统的阻力特性，根据风道的阻力特性
曲线正确选择风机。
关键词：ＣＦＤ；风道；风机；数值模拟
中图分类号：ＴＮ９５７．８３文献标识码：Ａ文章编号 １００９—０４０１【２００８）０４—００５６—０７
Ｔｈｅ ｔｈｅｒｍａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ
Ｙｕ Ｓｈｅｎｇ－ｊｉｅ，Ｌｉ Ｗｅｉ－ｚｈｏｎｇ
（Ｎａｎｊｉｎｇ Ｍａｒｉｎｅ Ｒａｄｅｒ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｎａｎｊｉｎｇ ２１０００３，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｖｉａ ｔｈｅ ＣＦＤ ｓｏｆｔｗａｒｅ Ｆｌｏｔｈｅｒｍ，ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｌｆｕｉｄ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅ
ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｉｒ ｆｌｕｅｓ ａｎｄ ｆａｎｓ ｉｎｓｉｄｅ ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ ｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ，ｏｂｔａｉｎｉｎｇ ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎ
ｒｕｌｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ｆｉｅｌｄ，ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆｉｅｌｄ ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｆｉｅｌｄ ｉｎｓｉｄｅ ａｉｔｒｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ．Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅ—
ｓｕｈｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｆｅａｔｕｒｅ ｏｆ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ａｉｒ ｌｆｕｅ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｆｉｒｓｔｌｙ ｍｅａｓｕｒｅｄ，ａｎｄ ｔｈｅ ａｐｐｒｏｐｒｉａｔｅ
ｆａｎ ｉｓ ｃｈｏｓｅｎ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｆｅａｔｕｒｅ ｃｕｒｖｅ ｔｏ ａｃｈｉｅｖｅ ｂｅｔｔｅｒ ｃｏｏｌｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒａｄａｒ；ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔ；ＣＦＤ；ａｉｒ ｆｌｕｅ；ｆａｎ
Ｉ 引 言
波的形式传递能量的方式。密闭机箱的散热设计就是
遵循以上原理，内部设计合理的风道，选择合适的风
某雷达设备机箱长期工作在沿海的高温高湿环
机，达到对电子元器件散热目的。
境，为了使其在恶劣的环境下能够正常工作，需对机箱
采取密闭设计。机箱内部是由高密度电子元器件组
２ 物理模型及数学描写
成，发热量很大，随之带来的就是元器件在密闭环境下
的散热问题。
２．１物理模型
传热由传导、对流和辐射３种方式来实现。气体 机箱的工作环境极限温度为５５℃，印制板上的芯
中，分子由高温区移至低温区，借着碰撞而将能量传递 片最高允许工作温度为８５￣Ｃ。整个机箱的尺寸宽×
给低能量分子；固体中，热传导分为两种方式：金属中，
高×深为４４０ｍｍ×２４０ｍｍ×５７０ｍｍ，内部分为３个区
主要利用自由电子的传递，将热能由高温区传至低温 域，左边区域安装印制板模块，右边区域安装电源模
区；在非金属中，则主要利用晶格振动以传递能量。以
块，后部区域安装轴流风机。印制板区域从上到下均
上机制称为热传导。当发热物质置于流体环境中，利
匀排列６块印制板，每块印制板通过冷板与侧板相连，
用流体粒子的运动，传递热量的方式称为热对流。若 充分利用固体之间的热传导将印制板模块的耗散热量
流体运动由温度差所造成的密度变化产生浮力带动运
通过冷板传导到两侧壁。两侧壁之间区域作为风道。
动，此种热传递称为自然对流；若由外在动力驱动流体 电源模块固定在右侧壁，热量通过热传导方式传至侧
运动将热带走，则成为强制对流。热辐射是指以电磁
壁。机箱后部靠近印制板区域的一侧安装风机向外排
收稿日期：２００８－０５—１０
作者简介：郁圣杰，男，１９８０年生，工程师，从事雷达结构工艺研究。
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析
紊流动能方程
５７
风，流动的空气经过风道，与侧壁对流换热带走印制板
和电源模块产生的热量，达到印制板模块和电源模块
的散热目的。考虑到风机ＨＵＢ会影响流场分布，结构
设计中在风机和印制板之间有一段大于风机ＨＵＢ直
ｍ ｏｒ 辔 ｍ去（ ｍ Ｏ＇ｂ ｄ＋ ｏ（ｖ仃ｘｉｒ ‘ ｄａ￣ｙ ）
＋ ＋ ＝
径的空间。机箱结构见图１。
图１机箱结构
２．２数学建模
目前所有的软件在传热和流动的求解问题上都是
求解以下方程组。
在稳态情况下，流体的连续方程为
鱼！ ２＋ｏ（ｐｖ）．＋ｏ（ｐｗ一）：０
ａｘ ｄｚ
其中Ⅱ 为 、ｙ，ｚ方向的速度分量。动量方程为
Ｐ
Ｏｕ
ｐｕ
＋
＋
Ｐ
Ｏｕ＋
＋
Ｐ
Ｏ ｕ
ｐｗ
一
一批
ｏ
＿
２＋Ｐｇ
批
＋
Ｐｇ ＋
＋ —Ｏｘ２
＋
ａ
＋
ａ
ｄ’， ｄ
ｐⅡ
ｄ
＋
ｄ秽
＋ｐ
ｄ
一
等＋ ，＋ ０２ｚ
ａ‘
＋
．
ａ
＋
．
ｐ．
０Ｗ
＋ｐ
Ｏｗ
＋ｐ
Ｏｗ
２ｏ
＿
一
＋
＋ ＋
０Ｖ Ｏｚ
其中Ｐ为压力， 为粘滞系数。能量方程为
ｐｃ “
ｐｃＰ“
塑＋
＋Ｐ
＋ 加一
＋ ．加 ｐｃ
ＯＴ＝ｋ ０２Ｔ＋ｋ
＋
０２Ｔ＋ｋ
＋
０２Ｔ
空气流动采用紊流模型（ｋ一 模型），紊流粘滞系
数 ，由ｋ和占决定：
ｘｉｒ＝
譬
其中ｋ为紊流动能，占为紊流动能损耗率， 为常数，
通过实验决定。
＋
詈 鲁）＋ Ｇ一
紊流动能损耗方程
＋ ＋ ＝
去（、 害）＋茜（、 ）
＋
０（ｍ ０￣ ）＋ 詈Ｇ
一
毒
式中，Ｇ为粘滞损失，Ｃ。、Ｃ 、 、 为常数。
实际问题就是通过求解３个方程获得流体在稳态
时各点的 分布以及Ｐ和 分布情况。
３ 数值模拟
采用电子设备热仿真软件Ｆｌｏｔｈｅｒｍ进行计算，软
件本身采用ＳＩＭＰＬＥ算法迭代，网格划分采用有限体
积法。系统环境温度为５５℃，压力为１ａｔｍ。由于研究
的对象为强制对流，在计算的时候忽略辐射的影响，并
忽略印制板与冷板之间的接触热阻。５５￣Ｃ下空气的物
理特性见表１。
表１ ５５℃空气的物理特性
Ｔ Ｐ 。 Ａ×１０ ／．ｔ Ｘ １０ ’
（ｏＣ） （ｋｓ／ｍ’）（ｋＪ／（ｋｇ・Ｋ））（Ｗ／（ｎｌ・Ｋ））（ｋｓ／（ｍ・ｓ））
５５ １．０７７ １．００５ ２．８７ １９．９
材料性质在热特性中扮演着很重要作用，在散热
模组达到临界点之后，材料方面的影响就更重要了。
整个机箱外壳的材料选择铝合金，由于纯铝的导热系
数比较大，散热器采用纯铝。由于研究对象为系统内
部散热，印制板定义时采用均布式，其中每块印制板的
功耗为３０Ｗ，电源模块也采用铝合金材料，整个电源
模块的功耗为５０Ｗ。
４计算结果及分析
在数值模拟过程中，为验证仿真结果和理论一致
性，首先采取单风机布置、相同的风量，分别采取光滑
侧壁和肋片换热器作为风道进行计算。为了使密闭机
箱工作中达到最好的散热效果，再分别对风道和风机
采用不同的结构形式进行计算。风道在计算中分别采
用以下三种结构方式布置：第一种结构采取光滑的侧
壁作为风道，第二种结构采取肋片式换热器作为风道，
５８ 雷达与对抗
第三种结构采取柱状针式换热器作为风道。对风机的
选择采用单风机布置（ＤＰ２０１Ａ。２１２３ ＨＢＬ）和双风机布
言
电
出
ｏ ２０ ４０ ６０ Ｕ １ＯＵ ｌ２０ １４ｏ １６【Ｊ ｌ Ｕ
风量【Ｉｌ１ ｍ１
图２ ＤＰ２０１Ａ．２１２３ ＨＢＬ风机曲线图
４．１单风机（固定风量１８０ｍ ／ｈ）
图４一图９分别是单风机、固定风量情况下，光滑
风道和肋片换热器风道的流场、压力场、温度场分布情
况。可以看出，空气在肋片换热器风道中流动时流速
较高。这是因为在亚音速流动情况下，不可压缩流体
和可压缩流体ｄｕ／ｕ和 成反比，面积减小或增大
将导致速度的增加或减小，在肋片换热器风道中，风道
的迎风面积Ａ较小，内部流动速度相应的增大。由于
空气在肋片换热器中流动时肋片换热器表面连续高低
起伏，对流体的阻滞作用和扰动作用都较大，产生的能
量损失比光滑风道大的多，对于气体，能量损失表现为
压力损失，所以表面的压力较小。．根据图４和图５得
知，空气流动速度虽有差别，但肋片换热器表面与空气
接触面积比较大，对流换热比较充分，两者综合结果，
采用肋片换热器风道时发热元件表面温度较低。
０ Ｉｌｌ ＿．１重 ０ …、
风速（¨１／ｓ）
＞８．０５７９囊
：
：：０：
一ｉ
６．Ｏ４３５
４．０２９
ｌｉ 【 Ｉ
＜０
图４光滑风道流场分布图
２００８年 第４期
置（ＳＦ２３０９２Ａ一２０９２ ＨＢＬ）两种结构形式，具体风机曲
线如图２和图３。
４
３
邑
出
ｌ
ｏ ２Ｏ ４０ ６Ｏ ８０ ｌＯＯ
风量（ｍ ／ｈ）
图３ ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ风机曲线图
风速（ｍ／ｓ）
｝
…
ＩｌＪ： ｒ
＞ｌ０．５４７
… ：：：：：：＿＝Ｊ
５．２７３６
ｌ
ｌｌ
＜Ｏ
图５肋片换热器风道流场分布图
压力ｆＰａ）
＞０．８３８４７
—
２０．５３８
—
６３．２９２
＜一８４．６６９
图６光滑风道压力场分布图
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析 ５９
压力（Ｐａ）
＞０．６５９４２
中与具体的阻力特性相配合，风道的阻力曲线较为平
坦时，风机工作点风量比较大，反之工作点风量较小。
由于对三种不同风道形式进行计算时选择了同一种风
机，但三种风道的阻力曲线不同，造成风机工作点风量
也不一样，软件在计算中自行选择实际工作点风量进
行计算，得到了如图所示的流场分布。肋片换热器风
道的迎风面积虽然较小，但风机工作点风量较小，气流
速度也较小。三者之中针式换热器风道表面阻力最
大，产生的能量损失也最大，压力也最小。风道中气体
流动速度和表面接触面积是影响发热元件表面散热的
８ ６ ＞ ８ ３ ６ ９ ２ ０ ６
主要因素：气流速度过大，造成冷热空气交换不充分，
表面温度较高；接触面积越大，对流换热越大，表面温
５ ８ ５
图７肋片换热器风道压力场分布图
温度（℃）
＞７７．６２３
度较低。两种因素综合的结果造成了肋片换热器风道
散热比柱状针式换热器风道散热效果好。
雾 ｒ；： 薹妻¨Ｉ！ ｉ ｌ｛ 兰： ：： ＞风速（５．７７ｍ９２／ ｓ１）
７Ｌ９６７
４．３３４４
６６．３１１
２．８８９６
６０．６５６糍
＜５５蠲
图８光滑风道温度场分布图
温度（℃）
＜０
图ｌ０光滑风道流场分布图
ｉ
ｌ １１ｌ￣ ，Ｊ：！＝０ 『 ｝＾ 一
ｆ 、 … ，４ 、 ９ 、 ～
ｔ
Ｉ
，
风速（ｍ／ｓ）
＞５．００２８ １
Ｊ
３．７５２１
图９肋片换热器风道温度场分布图
４．２单风机（ＤＰ２０１Ａ－２１２３ ＨＢＬ风机）
１．２５０７
图１０～图ｌ８分别是采用图２所示风机曲线、单
风机情况下光滑风道、肋片换热器风道和柱状针式换
热器风道的流场、压力场、温度场分布情况。风机工作
ｌ
＜０
图１１ 肋片换热器风道流场分布图
雷达与对抗
０ Ｉ『姒 ｊ ＿： ｉ＇
风速（ｍ／ｓ）
ｔ、 … － ｍ
＞８‘３３ｌ一
６．２４８３
４．１６５５—
２．０８２８
ｌ
ｌ
＜０
图ｌ２柱状针式换热器风道流场分布图
压力ｆＰａ）
＞０．４７０４９・
一
ｌ０．６９２
—
２１．８５４・
一
３３．０１６
＜一４４．１７８
图１３ 光滑风道压力场分布图
压力（Ｐａ１
＞０．２１４０５’
一
ｌ３．２７３
—
２６．７６１・
一
４０．２４８
＜一５３．７３５
图ｌ４肋片换热器风道压力场分布图
２００８年 第４期
压力（Ｐａ）
＞Ｏ．０７９３７３
—
２１．３４４
—
４２．７６８－
一
６４．１９１
＜一８５．６１４
图１５ 柱状针式换热器风道压力场分布图
温度（℃）
＞８１．６２９—
７４．９７２
６８．３ｌ５－
６１．６５７
＜５５
图１６ 光滑风道温度场分布图
温度ｆ℃）
＞７２．０８６
６７．８ｌ４
６３．５４３－
５９．２７ｌ
＜５５
图１７肋片换热器风道温度场分布图
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析
４．３ 两台风机并联（ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ风机）
６ｌ
温度（℃）
＞７９．１９３
图１９—２２分别是采用图３所示风机曲线、双风机
并联情况下光滑风道和肋片换热器风道的流场以及温
度场分布情况。当风机采用并联时，风道的阻力曲线
较为平坦时，风机并联能起到较好的效果，风量和风压
７３．１４５
６７．０９７
６１．０４８
均有所提高，但阻力曲线陡峭的风道里采取风机并联
效果则较差。根据以上计算结果，风机并联时并没有
达到提高散热的预期目的，而且双风机情况下噪音较
＜５５
图１８ 柱状针式换热器风道温度场分布图
风速（ｍ／ｓ）
ｌ曩一 曩 一 ：
＞３．８４８３
：： ？ ～
２．８８６２
１．９２４２
０．９６２０８
＜０
图１９光滑风道流场分布图
温度（ｃｃ）
＞８８．９７１ Ｉｌ
８０．４７８ｌ
７１．９８５ｌ
６３．４９３ｌ
＜５５《
图２１ 光滑风道温度场分布图
大。
风速《ｍ／ｓ）
＞３．６１４３－
２．７１０７
１．８０７２
０．９０３５８
＜Ｏ
图２０肋片换热器风道流场分布图
温度（ｏＣ）
＞７６．２６５ ｌ
７０．９４９自ｌ
６５．６３２｛ｌ
６０．３１６整
＜５５
图２２肋片换热器风道温度场分布图
６２ 雷达与对抗 ２００８年 第４期
５ 结 论
根据密闭机箱的风机和风道采取不同结构形式计
算出的流场、压力场以及温度场分布情况得出以下结
论：
片换热器风道和光滑风道得到元器件表面最高温度分
别比采用单风机时高４℃和６￣Ｃ。
由此可知，在本密闭机箱结构设计过程中，使用肋
片换热器风道散热效果较好。为了合理地配备风机，
应当首先测得系统的阻力特性，根据风道的阻力特性
曲线正确选择风机，选择ＤＰ２０１ Ａ－２１２３ ＨＢＬ风机能够
（１）单风机，固定风量１８０ｍ ／ｈ时，采用肋片换热
满足冷却要求。
器风道流动速度较大，气流能量损失较大，表面压力
小。与采用光滑风道相比，元器件表面温度最大值低
参考文献：
１１ ｏＣ；
［１］ 东南大学机械系电子设备结构学科组．电子设
（２）单风机（ＤＰ２０１Ａ一２１２３ ＨＢＬ），采用肋片换热
备抗恶劣环境设计基础［Ｍ］．
器风道散热效果较好，元器件表面最高温度为７２￣Ｃ，
［２］ 梁德才，简弃非．散热器翅片结构对流体流动及
比采用针式换热器风道和光滑风道分别低７℃和９．
换热过程影响的数值仿真研究［Ｊ］．电子机械工
５℃：
程，２００７（１）：２４－２７．
（３）双风机（ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ）并联，采用肋
［３］ 陶文铨．传热学［Ｍ］．北京：高等教育出版社．
＼ 、 ＼ ≯ ） ）
≯＼
（上接第ｌ４页）
由于光电设备在动态标校过程是一套基准设备，
使用时应该充分注意以下几点：（１）对光电设备方位、
仰角精度的要求，要求其精度优于雷达系统误差指标
的１／３，才不至于由于基准的偏差引入错误的系统误
差；（２）由于光电的探测头与雷达天线处于不同的位
置，所以在进行数据比对时一定要进行坐标转换，否则
会带来不必要的方位、仰角误差；（３）时间对齐问题，
特别是方位上机械旋转的雷达，假定数据率为２ｓ，对
于高速目标如２２０ｍ／ｓ，１ ｓ中目标运动２２０ｍ，若距离较
近对仰角会带来较大影响。光电属于跟踪设备，数据
率可以很高，为了减少随机误差，光电输出数据的时间
图３ 雷达动态高精度标校方法示意图
采用本方法进行动态高精度标校的操作如下：首
要求间隔在ｌＯＯｍｓ以内，两者工作时要求是同一时间
先对架设完毕的光电设备进行标校；第２步进行光电
基准。
设备与雷达的通信联调，便于光电设备接收雷达的目
标指示和时间对时；第３步雷达录取目标，同时通过网
４ 结 论
络把当前目标的方位、仰角信息送至光电设备，雷达和
光电设备同时记录目标的方位、仰角信息；第４步根据
目前采用上述高精度静态和动态标校方法标定合
雷达和光电设备的记录值，首先进行对时，然后对同一
格的多套雷达已交付用户，通过用户专业的静态标定
时戳的目标的方位、仰角信息进行比对，计算比对后的
和动态校飞试验验证了上述提到的的标校方法可行
系统差、标准差、均方差；第５步根据３个误差值来判
性，由于使用非常方便，能够极快地发现问题、解决问
断雷达动态精度是否符合指标要求，因为进行过静态
题，具有极高的工程应用价值。
标定所以方位上不应该存在系统差，仰角上由于事先
会对雷达平台进行多点水平校平，也不应该存在系统
参考文献：
差，若存在系统差要仔细查找原因。
［１］Ｍｅｒｒｉｌｌ １．Ｓｋｏｌｎｉｋ．雷达手册（第二版）［Ｍ］．王
使用光电设备提供真值的优点主要在于使用方
军，等译．北京：电子工业出版社，２００３．７．
便，在雷达整架联调过程中充分使用过路的民航机、训
［２］ 国防工业出版社发行部．雷达试验［Ｍ］．北京：
练飞机或者其他移动目标即可完成雷达的动态标校。
国防工业出版社发行部，２００４．ｉ．
2024年4月28日发(作者：仲孙韦)
５６ 雷达与对抗 ２００８年 第４期
密闭机箱的热仿真分析
郁圣杰，李维忠
（南京船舶雷达研究所，江苏南京２１０００３）
摘 要：运用ＣＦＤ软件Ｆｌｏｔｈｅｒｍ对密闭机箱内部采取不同风道结构和选择不同风机时流体流动
和换热过程进行了数值模拟，获得了密闭机箱内部的流场、压力场以及温度场的变化规律。仿真
结果表明，为使系统达到较好的冷却目的，应当首先测得系统的阻力特性，根据风道的阻力特性
曲线正确选择风机。
关键词：ＣＦＤ；风道；风机；数值模拟
中图分类号：ＴＮ９５７．８３文献标识码：Ａ文章编号 １００９—０４０１【２００８）０４—００５６—０７
Ｔｈｅ ｔｈｅｒｍａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ
Ｙｕ Ｓｈｅｎｇ－ｊｉｅ，Ｌｉ Ｗｅｉ－ｚｈｏｎｇ
（Ｎａｎｊｉｎｇ Ｍａｒｉｎｅ Ｒａｄｅｒ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｎａｎｊｉｎｇ ２１０００３，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｖｉａ ｔｈｅ ＣＦＤ ｓｏｆｔｗａｒｅ Ｆｌｏｔｈｅｒｍ，ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｌｆｕｉｄ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅ
ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｉｒ ｆｌｕｅｓ ａｎｄ ｆａｎｓ ｉｎｓｉｄｅ ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ ｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ，ｏｂｔａｉｎｉｎｇ ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎ
ｒｕｌｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ｆｉｅｌｄ，ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｆｉｅｌｄ ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｆｉｅｌｄ ｉｎｓｉｄｅ ａｉｔｒｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔｓ．Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｒｅ—
ｓｕｈｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｆｅａｔｕｒｅ ｏｆ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｉｎ ｔｈｅ ａｉｒ ｌｆｕｅ ｓｈｏｕｌｄ ｂｅ ｆｉｒｓｔｌｙ ｍｅａｓｕｒｅｄ，ａｎｄ ｔｈｅ ａｐｐｒｏｐｒｉａｔｅ
ｆａｎ ｉｓ ｃｈｏｓｅｎ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｆｅａｔｕｒｅ ｃｕｒｖｅ ｔｏ ａｃｈｉｅｖｅ ｂｅｔｔｅｒ ｃｏｏｌｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒａｄａｒ；ａｉｒｔｉｇｈｔ ｃａｂｉｎｅｔ；ＣＦＤ；ａｉｒ ｆｌｕｅ；ｆａｎ
Ｉ 引 言
波的形式传递能量的方式。密闭机箱的散热设计就是
遵循以上原理，内部设计合理的风道，选择合适的风
某雷达设备机箱长期工作在沿海的高温高湿环
机，达到对电子元器件散热目的。
境，为了使其在恶劣的环境下能够正常工作，需对机箱
采取密闭设计。机箱内部是由高密度电子元器件组
２ 物理模型及数学描写
成，发热量很大，随之带来的就是元器件在密闭环境下
的散热问题。
２．１物理模型
传热由传导、对流和辐射３种方式来实现。气体 机箱的工作环境极限温度为５５℃，印制板上的芯
中，分子由高温区移至低温区，借着碰撞而将能量传递 片最高允许工作温度为８５￣Ｃ。整个机箱的尺寸宽×
给低能量分子；固体中，热传导分为两种方式：金属中，
高×深为４４０ｍｍ×２４０ｍｍ×５７０ｍｍ，内部分为３个区
主要利用自由电子的传递，将热能由高温区传至低温 域，左边区域安装印制板模块，右边区域安装电源模
区；在非金属中，则主要利用晶格振动以传递能量。以
块，后部区域安装轴流风机。印制板区域从上到下均
上机制称为热传导。当发热物质置于流体环境中，利
匀排列６块印制板，每块印制板通过冷板与侧板相连，
用流体粒子的运动，传递热量的方式称为热对流。若 充分利用固体之间的热传导将印制板模块的耗散热量
流体运动由温度差所造成的密度变化产生浮力带动运
通过冷板传导到两侧壁。两侧壁之间区域作为风道。
动，此种热传递称为自然对流；若由外在动力驱动流体 电源模块固定在右侧壁，热量通过热传导方式传至侧
运动将热带走，则成为强制对流。热辐射是指以电磁
壁。机箱后部靠近印制板区域的一侧安装风机向外排
收稿日期：２００８－０５—１０
作者简介：郁圣杰，男，１９８０年生，工程师，从事雷达结构工艺研究。
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析
紊流动能方程
５７
风，流动的空气经过风道，与侧壁对流换热带走印制板
和电源模块产生的热量，达到印制板模块和电源模块
的散热目的。考虑到风机ＨＵＢ会影响流场分布，结构
设计中在风机和印制板之间有一段大于风机ＨＵＢ直
ｍ ｏｒ 辔 ｍ去（ ｍ Ｏ＇ｂ ｄ＋ ｏ（ｖ仃ｘｉｒ ‘ ｄａ￣ｙ ）
＋ ＋ ＝
径的空间。机箱结构见图１。
图１机箱结构
２．２数学建模
目前所有的软件在传热和流动的求解问题上都是
求解以下方程组。
在稳态情况下，流体的连续方程为
鱼！ ２＋ｏ（ｐｖ）．＋ｏ（ｐｗ一）：０
ａｘ ｄｚ
其中Ⅱ 为 、ｙ，ｚ方向的速度分量。动量方程为
Ｐ
Ｏｕ
ｐｕ
＋
＋
Ｐ
Ｏｕ＋
＋
Ｐ
Ｏ ｕ
ｐｗ
一
一批
ｏ
＿
２＋Ｐｇ
批
＋
Ｐｇ ＋
＋ —Ｏｘ２
＋
ａ
＋
ａ
ｄ’， ｄ
ｐⅡ
ｄ
＋
ｄ秽
＋ｐ
ｄ
一
等＋ ，＋ ０２ｚ
ａ‘
＋
．
ａ
＋
．
ｐ．
０Ｗ
＋ｐ
Ｏｗ
＋ｐ
Ｏｗ
２ｏ
＿
一
＋
＋ ＋
０Ｖ Ｏｚ
其中Ｐ为压力， 为粘滞系数。能量方程为
ｐｃ “
ｐｃＰ“
塑＋
＋Ｐ
＋ 加一
＋ ．加 ｐｃ
ＯＴ＝ｋ ０２Ｔ＋ｋ
＋
０２Ｔ＋ｋ
＋
０２Ｔ
空气流动采用紊流模型（ｋ一 模型），紊流粘滞系
数 ，由ｋ和占决定：
ｘｉｒ＝
譬
其中ｋ为紊流动能，占为紊流动能损耗率， 为常数，
通过实验决定。
＋
詈 鲁）＋ Ｇ一
紊流动能损耗方程
＋ ＋ ＝
去（、 害）＋茜（、 ）
＋
０（ｍ ０￣ ）＋ 詈Ｇ
一
毒
式中，Ｇ为粘滞损失，Ｃ。、Ｃ 、 、 为常数。
实际问题就是通过求解３个方程获得流体在稳态
时各点的 分布以及Ｐ和 分布情况。
３ 数值模拟
采用电子设备热仿真软件Ｆｌｏｔｈｅｒｍ进行计算，软
件本身采用ＳＩＭＰＬＥ算法迭代，网格划分采用有限体
积法。系统环境温度为５５℃，压力为１ａｔｍ。由于研究
的对象为强制对流，在计算的时候忽略辐射的影响，并
忽略印制板与冷板之间的接触热阻。５５￣Ｃ下空气的物
理特性见表１。
表１ ５５℃空气的物理特性
Ｔ Ｐ 。 Ａ×１０ ／．ｔ Ｘ １０ ’
（ｏＣ） （ｋｓ／ｍ’）（ｋＪ／（ｋｇ・Ｋ））（Ｗ／（ｎｌ・Ｋ））（ｋｓ／（ｍ・ｓ））
５５ １．０７７ １．００５ ２．８７ １９．９
材料性质在热特性中扮演着很重要作用，在散热
模组达到临界点之后，材料方面的影响就更重要了。
整个机箱外壳的材料选择铝合金，由于纯铝的导热系
数比较大，散热器采用纯铝。由于研究对象为系统内
部散热，印制板定义时采用均布式，其中每块印制板的
功耗为３０Ｗ，电源模块也采用铝合金材料，整个电源
模块的功耗为５０Ｗ。
４计算结果及分析
在数值模拟过程中，为验证仿真结果和理论一致
性，首先采取单风机布置、相同的风量，分别采取光滑
侧壁和肋片换热器作为风道进行计算。为了使密闭机
箱工作中达到最好的散热效果，再分别对风道和风机
采用不同的结构形式进行计算。风道在计算中分别采
用以下三种结构方式布置：第一种结构采取光滑的侧
壁作为风道，第二种结构采取肋片式换热器作为风道，
５８ 雷达与对抗
第三种结构采取柱状针式换热器作为风道。对风机的
选择采用单风机布置（ＤＰ２０１Ａ。２１２３ ＨＢＬ）和双风机布
言
电
出
ｏ ２０ ４０ ６０ Ｕ １ＯＵ ｌ２０ １４ｏ １６【Ｊ ｌ Ｕ
风量【Ｉｌ１ ｍ１
图２ ＤＰ２０１Ａ．２１２３ ＨＢＬ风机曲线图
４．１单风机（固定风量１８０ｍ ／ｈ）
图４一图９分别是单风机、固定风量情况下，光滑
风道和肋片换热器风道的流场、压力场、温度场分布情
况。可以看出，空气在肋片换热器风道中流动时流速
较高。这是因为在亚音速流动情况下，不可压缩流体
和可压缩流体ｄｕ／ｕ和 成反比，面积减小或增大
将导致速度的增加或减小，在肋片换热器风道中，风道
的迎风面积Ａ较小，内部流动速度相应的增大。由于
空气在肋片换热器中流动时肋片换热器表面连续高低
起伏，对流体的阻滞作用和扰动作用都较大，产生的能
量损失比光滑风道大的多，对于气体，能量损失表现为
压力损失，所以表面的压力较小。．根据图４和图５得
知，空气流动速度虽有差别，但肋片换热器表面与空气
接触面积比较大，对流换热比较充分，两者综合结果，
采用肋片换热器风道时发热元件表面温度较低。
０ Ｉｌｌ ＿．１重 ０ …、
风速（¨１／ｓ）
＞８．０５７９囊
：
：：０：
一ｉ
６．Ｏ４３５
４．０２９
ｌｉ 【 Ｉ
＜０
图４光滑风道流场分布图
２００８年 第４期
置（ＳＦ２３０９２Ａ一２０９２ ＨＢＬ）两种结构形式，具体风机曲
线如图２和图３。
４
３
邑
出
ｌ
ｏ ２Ｏ ４０ ６Ｏ ８０ ｌＯＯ
风量（ｍ ／ｈ）
图３ ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ风机曲线图
风速（ｍ／ｓ）
｝
…
ＩｌＪ： ｒ
＞ｌ０．５４７
… ：：：：：：＿＝Ｊ
５．２７３６
ｌ
ｌｌ
＜Ｏ
图５肋片换热器风道流场分布图
压力ｆＰａ）
＞０．８３８４７
—
２０．５３８
—
６３．２９２
＜一８４．６６９
图６光滑风道压力场分布图
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析 ５９
压力（Ｐａ）
＞０．６５９４２
中与具体的阻力特性相配合，风道的阻力曲线较为平
坦时，风机工作点风量比较大，反之工作点风量较小。
由于对三种不同风道形式进行计算时选择了同一种风
机，但三种风道的阻力曲线不同，造成风机工作点风量
也不一样，软件在计算中自行选择实际工作点风量进
行计算，得到了如图所示的流场分布。肋片换热器风
道的迎风面积虽然较小，但风机工作点风量较小，气流
速度也较小。三者之中针式换热器风道表面阻力最
大，产生的能量损失也最大，压力也最小。风道中气体
流动速度和表面接触面积是影响发热元件表面散热的
８ ６ ＞ ８ ３ ６ ９ ２ ０ ６
主要因素：气流速度过大，造成冷热空气交换不充分，
表面温度较高；接触面积越大，对流换热越大，表面温
５ ８ ５
图７肋片换热器风道压力场分布图
温度（℃）
＞７７．６２３
度较低。两种因素综合的结果造成了肋片换热器风道
散热比柱状针式换热器风道散热效果好。
雾 ｒ；： 薹妻¨Ｉ！ ｉ ｌ｛ 兰： ：： ＞风速（５．７７ｍ９２／ ｓ１）
７Ｌ９６７
４．３３４４
６６．３１１
２．８８９６
６０．６５６糍
＜５５蠲
图８光滑风道温度场分布图
温度（℃）
＜０
图ｌ０光滑风道流场分布图
ｉ
ｌ １１ｌ￣ ，Ｊ：！＝０ 『 ｝＾ 一
ｆ 、 … ，４ 、 ９ 、 ～
ｔ
Ｉ
，
风速（ｍ／ｓ）
＞５．００２８ １
Ｊ
３．７５２１
图９肋片换热器风道温度场分布图
４．２单风机（ＤＰ２０１Ａ－２１２３ ＨＢＬ风机）
１．２５０７
图１０～图ｌ８分别是采用图２所示风机曲线、单
风机情况下光滑风道、肋片换热器风道和柱状针式换
热器风道的流场、压力场、温度场分布情况。风机工作
ｌ
＜０
图１１ 肋片换热器风道流场分布图
雷达与对抗
０ Ｉ『姒 ｊ ＿： ｉ＇
风速（ｍ／ｓ）
ｔ、 … － ｍ
＞８‘３３ｌ一
６．２４８３
４．１６５５—
２．０８２８
ｌ
ｌ
＜０
图ｌ２柱状针式换热器风道流场分布图
压力ｆＰａ）
＞０．４７０４９・
一
ｌ０．６９２
—
２１．８５４・
一
３３．０１６
＜一４４．１７８
图１３ 光滑风道压力场分布图
压力（Ｐａ１
＞０．２１４０５’
一
ｌ３．２７３
—
２６．７６１・
一
４０．２４８
＜一５３．７３５
图ｌ４肋片换热器风道压力场分布图
２００８年 第４期
压力（Ｐａ）
＞Ｏ．０７９３７３
—
２１．３４４
—
４２．７６８－
一
６４．１９１
＜一８５．６１４
图１５ 柱状针式换热器风道压力场分布图
温度（℃）
＞８１．６２９—
７４．９７２
６８．３ｌ５－
６１．６５７
＜５５
图１６ 光滑风道温度场分布图
温度ｆ℃）
＞７２．０８６
６７．８ｌ４
６３．５４３－
５９．２７ｌ
＜５５
图１７肋片换热器风道温度场分布图
郁圣杰等 密闭机箱的热仿真分析
４．３ 两台风机并联（ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ风机）
６ｌ
温度（℃）
＞７９．１９３
图１９—２２分别是采用图３所示风机曲线、双风机
并联情况下光滑风道和肋片换热器风道的流场以及温
度场分布情况。当风机采用并联时，风道的阻力曲线
较为平坦时，风机并联能起到较好的效果，风量和风压
７３．１４５
６７．０９７
６１．０４８
均有所提高，但阻力曲线陡峭的风道里采取风机并联
效果则较差。根据以上计算结果，风机并联时并没有
达到提高散热的预期目的，而且双风机情况下噪音较
＜５５
图１８ 柱状针式换热器风道温度场分布图
风速（ｍ／ｓ）
ｌ曩一 曩 一 ：
＞３．８４８３
：： ？ ～
２．８８６２
１．９２４２
０．９６２０８
＜０
图１９光滑风道流场分布图
温度（ｃｃ）
＞８８．９７１ Ｉｌ
８０．４７８ｌ
７１．９８５ｌ
６３．４９３ｌ
＜５５《
图２１ 光滑风道温度场分布图
大。
风速《ｍ／ｓ）
＞３．６１４３－
２．７１０７
１．８０７２
０．９０３５８
＜Ｏ
图２０肋片换热器风道流场分布图
温度（ｏＣ）
＞７６．２６５ ｌ
７０．９４９自ｌ
６５．６３２｛ｌ
６０．３１６整
＜５５
图２２肋片换热器风道温度场分布图
６２ 雷达与对抗 ２００８年 第４期
５ 结 论
根据密闭机箱的风机和风道采取不同结构形式计
算出的流场、压力场以及温度场分布情况得出以下结
论：
片换热器风道和光滑风道得到元器件表面最高温度分
别比采用单风机时高４℃和６￣Ｃ。
由此可知，在本密闭机箱结构设计过程中，使用肋
片换热器风道散热效果较好。为了合理地配备风机，
应当首先测得系统的阻力特性，根据风道的阻力特性
曲线正确选择风机，选择ＤＰ２０１ Ａ－２１２３ ＨＢＬ风机能够
（１）单风机，固定风量１８０ｍ ／ｈ时，采用肋片换热
满足冷却要求。
器风道流动速度较大，气流能量损失较大，表面压力
小。与采用光滑风道相比，元器件表面温度最大值低
参考文献：
１１ ｏＣ；
［１］ 东南大学机械系电子设备结构学科组．电子设
（２）单风机（ＤＰ２０１Ａ一２１２３ ＨＢＬ），采用肋片换热
备抗恶劣环境设计基础［Ｍ］．
器风道散热效果较好，元器件表面最高温度为７２￣Ｃ，
［２］ 梁德才，简弃非．散热器翅片结构对流体流动及
比采用针式换热器风道和光滑风道分别低７℃和９．
换热过程影响的数值仿真研究［Ｊ］．电子机械工
５℃：
程，２００７（１）：２４－２７．
（３）双风机（ＳＦ２３０９２Ａ－２０９２ ＨＢＬ）并联，采用肋
［３］ 陶文铨．传热学［Ｍ］．北京：高等教育出版社．
＼ 、 ＼ ≯ ） ）
≯＼
（上接第ｌ４页）
由于光电设备在动态标校过程是一套基准设备，
使用时应该充分注意以下几点：（１）对光电设备方位、
仰角精度的要求，要求其精度优于雷达系统误差指标
的１／３，才不至于由于基准的偏差引入错误的系统误
差；（２）由于光电的探测头与雷达天线处于不同的位
置，所以在进行数据比对时一定要进行坐标转换，否则
会带来不必要的方位、仰角误差；（３）时间对齐问题，
特别是方位上机械旋转的雷达，假定数据率为２ｓ，对
于高速目标如２２０ｍ／ｓ，１ ｓ中目标运动２２０ｍ，若距离较
近对仰角会带来较大影响。光电属于跟踪设备，数据
率可以很高，为了减少随机误差，光电输出数据的时间
图３ 雷达动态高精度标校方法示意图
采用本方法进行动态高精度标校的操作如下：首
要求间隔在ｌＯＯｍｓ以内，两者工作时要求是同一时间
先对架设完毕的光电设备进行标校；第２步进行光电
基准。
设备与雷达的通信联调，便于光电设备接收雷达的目
标指示和时间对时；第３步雷达录取目标，同时通过网
４ 结 论
络把当前目标的方位、仰角信息送至光电设备，雷达和
光电设备同时记录目标的方位、仰角信息；第４步根据
目前采用上述高精度静态和动态标校方法标定合
雷达和光电设备的记录值，首先进行对时，然后对同一
格的多套雷达已交付用户，通过用户专业的静态标定
时戳的目标的方位、仰角信息进行比对，计算比对后的
和动态校飞试验验证了上述提到的的标校方法可行
系统差、标准差、均方差；第５步根据３个误差值来判
性，由于使用非常方便，能够极快地发现问题、解决问
断雷达动态精度是否符合指标要求，因为进行过静态
题，具有极高的工程应用价值。
标定所以方位上不应该存在系统差，仰角上由于事先
会对雷达平台进行多点水平校平，也不应该存在系统
参考文献：
差，若存在系统差要仔细查找原因。
［１］Ｍｅｒｒｉｌｌ １．Ｓｋｏｌｎｉｋ．雷达手册（第二版）［Ｍ］．王
使用光电设备提供真值的优点主要在于使用方
军，等译．北京：电子工业出版社，２００３．７．
便，在雷达整架联调过程中充分使用过路的民航机、训
［２］ 国防工业出版社发行部．雷达试验［Ｍ］．北京：
练飞机或者其他移动目标即可完成雷达的动态标校。
国防工业出版社发行部，２００４．ｉ．