山东大学兰欣IJHMT：微射流散热器的多目标优化及性能分析

论文信息：

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.

论文链接：

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

Part.1

研究背景

微纳电子与功率半导体技术的快速发展推动电子器件集成密度和功率密度持续提升，热管理需求愈发迫切。如大功率激光晶体的热流密度已超 150 W/cm²，未来或将接近 1000 W/cm²，微通道与微射流冷却等技术成为核心解决方案。为优化微通道散热器性能，研究人员开发了翅片结构、二次通道、变密度翅片等多种设计，虽在传热效率和温度均匀性上取得提升，但普遍存在压降同步增加的问题。开放微通道虽能降低压降，却缺乏与交替斜截通道的协同研究，针对性修改翅片上方间隙以进一步减小压降的相关探索也有待深入。射流冲击冷却虽能显著降低热阻，阵列射流表现更优。但沿冷却剂流动方向的变密度射流孔分布与射流孔数量变化的耦合影响尚未明确，且以非均匀翅高、变射流孔间距等为输入参数，兼顾传热效率、压降与温度均匀性的协同多目标优化研究仍存在空白，亟需开展相关结构设计与优化研究以填补缺口。

Part.2

研究内容

本研究将射流冲击与微通道相结合，探究结构参数对混合式微射流散热器热工水力性能的影响。下面图1介绍了散热器的3D仿真模型。图2介绍了传统矩形翼片和拟议的流动导向翼片的结构，以及适用于这两种翼片类型的三种翼片高度变化方案。图3展示了基于 FG-BDH 基准构型修改后的射流孔构型。

图1(a)散热器的3D仿真模型;（b）散热器的结构尺寸细节。

图2 (a)针鳍的三种高度方案;（b）针鳍的具体尺寸。

图3 不同的喷孔分布形式：（a）喷孔均匀分布;（b）喷孔变密度分布。

本研究的计算模型与方法如下：数值模拟选用 Realizable k-ε 湍流模型结合标准壁面函数。假设流体为单相湍流、稳态且不可压缩，忽略辐射传热与自然对流。通过流体和固体区域的守恒方程求解，采用耦合方案进行压力 - 速度耦合，压力、动量和能量方程用二阶迎风格式离散。其他方程用一阶迎风格式，连续性、湍流和动量方程收敛判据设为 10⁻³，能量方程为 10⁻⁶。边界条件方面，冲击射流入口为速度入口、出口为压力出口，加热底壁施加恒定热流密度，固液界面为界面耦合热条件与无滑移边界。其余外表面绝热，冷却剂为去离子水，传热基底由 H62 黄铜翅片与 PMMA 射流板组成。通过相关公式计算平均努塞尔数、平均传热系数、水力直径、底壁温度标准差、进出口压降及雷诺数等核心指标。计算域采用结构化六面体网格，固液界面保持 y⁺<2，经网格独立性验证选定 Grid3 的网格划分策略，同时通过重现相关实验验证了数值模型的可靠性。

图4 (a)VD-BDH整体网格分布;（b）体积网格划分细节;（c）传热面网格划分。

图5 (a)Guo等人对TBW进行验证；(b)与Cui等人进行的ΔP验证。

为探究翅高变化及变高与变密度导流翅片的耦合作用对冲击射流流动热工水力特性的影响。研究五种构型方案对 Nu、ΔP 和 σ 的影响发现：所有构型 Nu 值均较高且差距小，这是因高速冲击射流产生的强烈湍流和剪切效应缓解了流体动力边界层限制，翅高变化对传热效率影响较小。变高翅片构型能增强三维流动效应、改善冷却剂混合，其中 Re=530 时 R-BDH 构型较 R-FH 和 R-LGH 构型压降分别降低 22.28% 和 24.60%。FG-BDH 构型较 R-FH 压降降低 29.31%-30.37%，σ 降低 21.97%-26.09%，R-BDH 构型较 R-FHσ 降低 6.2%。评价准则h/ΔP显示 FG-BDH 构型整体性能最优。ΔP 分布、温度分布及速度分布相关图表表明，FG-BDH 构型通过导流翅片与变高特性的协同作用。实现了更均匀的压降分布、更低的通道中部温度（311K 以下）和更优的流速分布，还能将通道压降控制在 19kPa 以下。而 R-FH 构型存在流动路径单一、阻力集中等问题，R-LGH 构型则水力阻力较高、横截面空间利用不充分。

图6 不同针鳍结构的影响：（a）Nu;（b）ΔP;（c）σ;（d）h/ΔP

图7 不同针鳍结构的压力轮廓：（a）喷射孔中心部分（X = 0.2 mm）;（b）鳍部分（X = 0.45 mm）。

图8 通道底部不同针鳍结构的温度轮廓。

图9 X-Y平面上不同针鳍结构的速度轮廓（Z = 0.335 mm）。

图10 不同针鳍结构的速度剖面轮廓：（a）喷射孔中心部分（X = 0.2 mm）;（b）鳍部分（X = 0.45 mm）。

为探究射流孔布置对散热器热工水力性能的影响，研究六种喷嘴构型（UD-7/8/9、VD-7/8/9）发现，Nu 和 ΔP 均随 Re 升高而增加，σ 随 Re 升高而降低。UD 构型 Nu 略高（8 排较其他布局提升 4.00%-5.31%），而 VD 构型在压降控制和温度均匀性上更具优势，VD-8 相较于 UD-8 温度均匀性提升 34.64%-48.03%，VD-7 和 VD-9 因射流孔排位置优化表现更优，综合性能以 VD-7 最优。Re=530 时的相关图表显示，VD 构型流体动量分布更均匀、中心区域压力峰值更低，且排数越多动量均匀化效果越显著，9 排构型压力梯度降低最优，其加热表面温度变化更平缓，奇数排 VD 构型能增强中心区域动量传递、抑制局部涡旋，翅片表面附近速度均匀性更优，而 UD 构型存在射流间干扰强、流线不规则等问题。

图11 不同喷孔排列的影响：（a）Nu;（b）ΔP;（c）σ;（d）h/ΔP。

图12 不同喷孔布置的压力轮廓。

图13 不同喷口布置的底壁温度轮廓。

图14 不同喷孔布置的速度剖面轮廓和流线分布：（a）喷孔中心段（X = 0.2mm）;（b）鳍片段（X = 0.45mm）。

为实现 FG-BDH 构型综合性能提升，本研究建立了含 8 个神经元隐藏层的 PSO-BP 神经网络预测模型。以 ΔH_f、ΔL_jet、N_jet-r 为输入参数，ΔT、ΔP、σ 为输出参数，基于 130 组数值模拟案例训练后，模型在训练、验证和测试阶段均表现出高拟合精度（R² 值接近 1）。随后结合 NSGA-II 算法进行多目标优化，以最小化 ΔT、ΔP、σ 为目标。在设定设计变量范围和算法参数后获得帕累托最优解，通过 TOPSIS 方法（各目标权重均为 1/3）筛选出最优折中方案（TOPSIS_best）。其相较于初始 FG-BDH 构型温度标准差降低 30%、压降仅增加 7.24%，且综合性能优于 R-FH 构型，经 CFD 验证，所有解的相对误差均低于 5.78%，模型可靠性良好。

图15 PSO-BP神经网络。

图16 决定系数（R2）：（a）训练集;（b）验证集;（c）测试集;（d）总集。

图17 目标参数实际值和预测值的吻合曲线。

图18 帕累托前沿分布的三目标优化。

图19 优化设计与初始设计的性能比较。

为探究稳压腔对散热器压降的影响，基于 R-FH 和优化后的 FG-BDH 建立含稳压腔的模型并开展实际工况下的性能研究。结果显示，不同 Re 下稳压腔内压降占系统总压降的 20%-35%，且相同 Re 时两种散热器结构在添加稳压腔前后的压降增加幅度相近，说明稳压腔内压降对翅片参数变化敏感性极低。与现有优化结构和单排射流结构相比，带稳压腔的 FG-BDH 虽 Nu 显著提升，但存在压降大幅增加的典型射流冲击冷却系统特征。

图20 整体模型和压力下降。

Part.3

研究总结

本研究通过数值模拟对比分析了三种翅高构型与两种翅片类型的热工水力性能，提出变密度射流孔布置策略。建立 PSO-BP 神经网络与 NSGA-II、TOPSIS 结合的预测优化框架，并探究了稳压腔对优化后 FG-BDH 结构压降的影响。核心结论如下：矩形与导流翅片在三种翅高方案下传热效率相当，FG-BDH 构型较 R-FH 压降降低 29.31%-30.37%、温度标准差降低 21.97%-26.09%。UD 构型传热效率略高，而 VD 构型在压降控制和温度均匀性上更具优势，VD-7 为最优射流孔布局。TOPSIS 最优折中方案较初始 FG-BDH 温度标准差降低 30%、压降仅增加 7.24%，且综合性能优于 R-FH。稳压腔内压降占系统总压降的 20%-35%，其与翅片参数变化敏感性极低。

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