山東大學蘭欣IJHMT：微射流散熱器的多目標優化及性能分析

論文信息：

Xin Li, Xin Lan, Zhirun Shi, Gongming Xin, Yong Cheng,Multi-objective optimization and performance analysis of micro-jet heat sink with variable height pin fin and variable density jet orifice,International Journal of Heat and Mass Transfer 257 (2026) 128223.

論文鏈接：

https://doi.org/10.1016/j.ijheatmasstransfer.2025.128223

Part.1

研究背景

微納電子與功率半導體技術的快速發展推動電子器件集成密度和功率密度持續提升，熱管理需求愈發迫切。如大功率激光晶體的熱流密度已超 150 W/cm2，未來或將接近 1000 W/cm2，微通道與微射流冷卻等技術成為核心解決方案。為優化微通道散熱器性能，研究人員開發了翅片結構、二次通道、變密度翅片等多種設計，雖在傳熱效率和溫度均勻性上取得提升，但普遍存在壓降同步增加的問題。開放微通道雖能降低壓降，卻缺乏與交替斜截通道的協同研究，針對性修改翅片上方間隙以進一步減小壓降的相關探索也有待深入。射流沖擊冷卻雖能顯著降低熱阻，陣列射流表現更優。但沿冷卻劑流動方向的變密度射流孔分布與射流孔數量變化的耦合影響尚未明確，且以非均勻翅高、變射流孔間距等為輸入參數，兼顧傳熱效率、壓降與溫度均勻性的協同多目標優化研究仍存在空白，亟需開展相關結構設計與優化研究以填補缺口。

Part.2

研究內容

本研究將射流沖擊與微通道相結合，探究結構參數對混合式微射流散熱器熱工水力性能的影響。下面圖1介紹了散熱器的3D仿真模型。圖2介紹了傳統矩形翼片和擬議的流動導向翼片的結構，以及適用于這兩種翼片類型的三種翼片高度變化方案。圖3展示了基于 FG-BDH 基準構型修改后的射流孔構型。

圖1(a)散熱器的3D仿真模型;（b）散熱器的結構尺寸細節。

圖2 (a)針鰭的三種高度方案;（b）針鰭的具體尺寸。

圖3 不同的噴孔分布形式：（a）噴孔均勻分布;（b）噴孔變密度分布。

本研究的計算模型與方法如下：數值模擬選用 Realizable k-ε 湍流模型結合標準壁面函數。假設流體為單相湍流、穩態且不可壓縮，忽略輻射傳熱與自然對流。通過流體和固體區域的守恒方程求解，采用耦合方案進行壓力 - 速度耦合，壓力、動量和能量方程用二階迎風格式離散。其他方程用一階迎風格式，連續性、湍流和動量方程收斂判據設為 10?3，能量方程為 10??。邊界條件方面，沖擊射流入口為速度入口、出口為壓力出口，加熱底壁施加恒定熱流密度，固液界面為界面耦合熱條件與無滑移邊界。其余外表面絕熱，冷卻劑為去離子水，傳熱基底由 H62 黃銅翅片與 PMMA 射流板組成。通過相關公式計算平均努塞爾數、平均傳熱系數、水力直徑、底壁溫度標準差、進出口壓降及雷諾數等核心指標。計算域采用結構化六面體網格，固液界面保持 y?<2，經網格獨立性驗證選定 Grid3 的網格劃分策略，同時通過重現相關實驗驗證了數值模型的可靠性。

圖4 (a)VD-BDH整體網格分布;（b）體積網格劃分細節;（c）傳熱面網格劃分。

圖5 (a)Guo等人對TBW進行驗證；(b)與Cui等人進行的ΔP驗證。

為探究翅高變化及變高與變密度導流翅片的耦合作用對沖擊射流流動熱工水力特性的影響。研究五種構型方案對 Nu、ΔP 和 σ 的影響發現：所有構型 Nu 值均較高且差距小，這是因高速沖擊射流產生的強烈湍流和剪切效應緩解了流體動力邊界層限制，翅高變化對傳熱效率影響較小。變高翅片構型能增強三維流動效應、改善冷卻劑混合，其中 Re=530 時 R-BDH 構型較 R-FH 和 R-LGH 構型壓降分別降低 22.28% 和 24.60%。FG-BDH 構型較 R-FH 壓降降低 29.31%-30.37%，σ 降低 21.97%-26.09%，R-BDH 構型較 R-FHσ 降低 6.2%。評價準則h/ΔP顯示 FG-BDH 構型整體性能最優。ΔP 分布、溫度分布及速度分布相關圖表表明，FG-BDH 構型通過導流翅片與變高特性的協同作用。實現了更均勻的壓降分布、更低的通道中部溫度（311K 以下）和更優的流速分布，還能將通道壓降控制在 19kPa 以下。而 R-FH 構型存在流動路徑單一、阻力集中等問題，R-LGH 構型則水力阻力較高、橫截面空間利用不充分。

圖6 不同針鰭結構的影響：（a）Nu;（b）ΔP;（c）σ;（d）h/ΔP

圖7 不同針鰭結構的壓力輪廓：（a）噴射孔中心部分（X = 0.2 mm）;（b）鰭部分（X = 0.45 mm）。

圖8 通道底部不同針鰭結構的溫度輪廓。

圖9 X-Y平面上不同針鰭結構的速度輪廓（Z = 0.335 mm）。

圖10 不同針鰭結構的速度剖面輪廓：（a）噴射孔中心部分（X = 0.2 mm）;（b）鰭部分（X = 0.45 mm）。

為探究射流孔布置對散熱器熱工水力性能的影響，研究六種噴嘴構型（UD-7/8/9、VD-7/8/9）發現，Nu 和 ΔP 均隨 Re 升高而增加，σ 隨 Re 升高而降低。UD 構型 Nu 略高（8 排較其他布局提升 4.00%-5.31%），而 VD 構型在壓降控制和溫度均勻性上更具優勢，VD-8 相較于 UD-8 溫度均勻性提升 34.64%-48.03%，VD-7 和 VD-9 因射流孔排位置優化表現更優，綜合性能以 VD-7 最優。Re=530 時的相關圖表顯示，VD 構型流體動量分布更均勻、中心區域壓力峰值更低，且排數越多動量均勻化效果越顯著，9 排構型壓力梯度降低最優，其加熱表面溫度變化更平緩，奇數排 VD 構型能增強中心區域動量傳遞、抑制局部渦旋，翅片表面附近速度均勻性更優，而 UD 構型存在射流間干擾強、流線不規則等問題。

圖11 不同噴孔排列的影響：（a）Nu;（b）ΔP;（c）σ;（d）h/ΔP。

圖12 不同噴孔布置的壓力輪廓。

圖13 不同噴口布置的底壁溫度輪廓。

圖14 不同噴孔布置的速度剖面輪廓和流線分布：（a）噴孔中心段（X = 0.2mm）;（b）鰭片段（X = 0.45mm）。

為實現 FG-BDH 構型綜合性能提升，本研究建立了含 8 個神經元隱藏層的 PSO-BP 神經網絡預測模型。以 ΔH_f、ΔL_jet、N_jet-r 為輸入參數，ΔT、ΔP、σ 為輸出參數，基于 130 組數值模擬案例訓練后，模型在訓練、驗證和測試階段均表現出高擬合精度（R2 值接近 1）。隨后結合 NSGA-II 算法進行多目標優化，以最小化 ΔT、ΔP、σ 為目標。在設定設計變量范圍和算法參數后獲得帕累托最優解，通過 TOPSIS 方法（各目標權重均為 1/3）篩選出最優折中方案（TOPSIS_best）。其相較于初始 FG-BDH 構型溫度標準差降低 30%、壓降僅增加 7.24%，且綜合性能優于 R-FH 構型，經 CFD 驗證，所有解的相對誤差均低于 5.78%，模型可靠性良好。

圖15 PSO-BP神經網絡。

圖16 決定系數（R2）：（a）訓練集;（b）驗證集;（c）測試集;（d）總集。

圖17 目標參數實際值和預測值的吻合曲線。

圖18 帕累托前沿分布的三目標優化。

圖19 優化設計與初始設計的性能比較。

為探究穩壓腔對散熱器壓降的影響，基于 R-FH 和優化后的 FG-BDH 建立含穩壓腔的模型并開展實際工況下的性能研究。結果顯示，不同 Re 下穩壓腔內壓降占系統總壓降的 20%-35%，且相同 Re 時兩種散熱器結構在添加穩壓腔前后的壓降增加幅度相近，說明穩壓腔內壓降對翅片參數變化敏感性極低。與現有優化結構和單排射流結構相比，帶穩壓腔的 FG-BDH 雖 Nu 顯著提升，但存在壓降大幅增加的典型射流沖擊冷卻系統特征。

圖20 整體模型和壓力下降。

Part.3

研究總結

本研究通過數值模擬對比分析了三種翅高構型與兩種翅片類型的熱工水力性能，提出變密度射流孔布置策略。建立 PSO-BP 神經網絡與 NSGA-II、TOPSIS 結合的預測優化框架，并探究了穩壓腔對優化后 FG-BDH 結構壓降的影響。核心結論如下：矩形與導流翅片在三種翅高方案下傳熱效率相當，FG-BDH 構型較 R-FH 壓降降低 29.31%-30.37%、溫度標準差降低 21.97%-26.09%。UD 構型傳熱效率略高，而 VD 構型在壓降控制和溫度均勻性上更具優勢，VD-7 為最優射流孔布局。TOPSIS 最優折中方案較初始 FG-BDH 溫度標準差降低 30%、壓降僅增加 7.24%，且綜合性能優于 R-FH。穩壓腔內壓降占系統總壓降的 20%-35%，其與翅片參數變化敏感性極低。

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