基于場(chǎng)協(xié)同原理的混合動(dòng)力機(jī)車(chē)電氣間散熱性能分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

崔洪江，武晟暉

(大連交通大學(xué)機(jī)車(chē)車(chē)輛工程學(xué)院，遼寧 大連 116021)

隨著近年來(lái)中國(guó)鐵路的高速發(fā)展，中國(guó)機(jī)車(chē)工業(yè)取得了長(zhǎng)足的進(jìn)步。機(jī)車(chē)設(shè)計(jì)與仿真計(jì)算的結(jié)合也大幅度縮短了其設(shè)計(jì)周期[1]?；旌蟿?dòng)力機(jī)車(chē)的優(yōu)勢(shì)有燃油消耗低、整車(chē)效率高和廢氣排放少等。歐、美、日本等國(guó)家和地區(qū)的很多著名公司都在積極研發(fā)混合動(dòng)力機(jī)車(chē)，并且取得了很多不俗的成果。

混合動(dòng)力機(jī)車(chē)電氣間內(nèi)用電設(shè)備多，裝配結(jié)構(gòu)復(fù)雜，功率大。這些電氣設(shè)備工作時(shí)會(huì)產(chǎn)生大量熱量，為使這些部件的溫升不超過(guò)允許限值，往往采用強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻的方式給這些設(shè)備降溫以保證機(jī)車(chē)運(yùn)行的可靠性。通風(fēng)系統(tǒng)中的關(guān)鍵部件——通風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的正壓還能防止污物進(jìn)入設(shè)備內(nèi)部，起到防塵清潔作用[2-3]。為設(shè)計(jì)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)以及優(yōu)化內(nèi)部結(jié)構(gòu)，本文應(yīng)用場(chǎng)協(xié)同理論對(duì)系統(tǒng)換熱過(guò)程中速度、溫度場(chǎng)的協(xié)同角進(jìn)行分析，為提高復(fù)雜通風(fēng)冷卻系統(tǒng)散熱性能提供一種新的思路。

1 數(shù)值仿真模擬

1.1 物理模型

混合動(dòng)力機(jī)車(chē)電氣間冷卻通風(fēng)系統(tǒng)由電氣柜、DC-DC柜組成。電氣柜內(nèi)共有6個(gè)電器模塊，包括輔助逆變器散熱器及充電機(jī)模塊散熱器，其置于3個(gè)冷卻風(fēng)道中，呈三列布置；DC-DC柜內(nèi)部電器模塊布置情況相比于電氣柜更為復(fù)雜，包括8個(gè)主電感UT1-UT8、4個(gè)變壓器UP1-UP4、1個(gè)三相電感、1個(gè)斯科特變壓器、2個(gè)LLC中頻隔離模塊散熱器與2個(gè)LLC斬波降壓模塊散熱器。位置擺放也更復(fù)雜，其中電感、變壓器的通風(fēng)冷卻沒(méi)有固定風(fēng)道，集中布置在DC-DC柜內(nèi)，中頻隔離模塊及斬波降壓模塊散熱器布置在DC-DC柜兩列風(fēng)道中。三維模型如圖1所示。

圖1 電氣間三維模型DC-DC柜局部放大圖

本文仿真計(jì)算模型如圖2所示。為簡(jiǎn)化計(jì)算，對(duì)電氣間內(nèi)模型復(fù)雜結(jié)構(gòu)如筋板、管路等進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，冷卻風(fēng)道由無(wú)厚度薄板代替，僅考慮強(qiáng)迫換熱對(duì)電氣間內(nèi)功耗元件溫升的影響。

圖2 機(jī)車(chē)電氣間流場(chǎng)計(jì)算模型

1.2 離散方法

機(jī)車(chē)電氣間內(nèi)通風(fēng)冷卻空氣流速低于1/3當(dāng)?shù)芈曀?，即流體設(shè)置為不可壓縮氣體，基本控制方程如下。

1)質(zhì)量守恒方程(連續(xù)性方程)：

(1)

式中：ρ為密度；t為時(shí)間；u，v，w是速度矢量u在x，y，z方向的分量。

2)動(dòng)量守恒方程：

(2)

(3)

(4)

式中：p為作用在流體微元體上的壓力；τxx，τyx，τzx，τxy，τyy，τzy，τxz，τyz及τzz是黏性應(yīng)力τ作用在各個(gè)微元體表面上的黏性力分量；Fx，F(xiàn)y和Fz為作用在微元體的質(zhì)量力。當(dāng)質(zhì)量力只有重力時(shí)，F(xiàn)x=0，F(xiàn)y=0，F(xiàn)z=ρVg，其中g(shù)為重力加速度，V為微元體體積。

3)能量守恒方程：

(5)

式中：cp為定壓比熱容；T為流體的溫度；▽·為散度算符；Sτ為能量源項(xiàng)；λ為黏性耗散項(xiàng)的組成部分[7]。

1.3 網(wǎng)格劃分及邊界條件

混合動(dòng)力機(jī)車(chē)電氣間通風(fēng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，為滿足網(wǎng)格的疏密分布合理、光滑性和貼體性要求，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格與結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格混合的網(wǎng)格進(jìn)行劃分，對(duì)電氣間內(nèi)功耗元件密集排布的區(qū)域以及風(fēng)道內(nèi)散熱器區(qū)域的網(wǎng)格局部細(xì)化、分塊細(xì)化、多極化網(wǎng)格控制[4-5]。體網(wǎng)格數(shù)量約為3 550 000，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)約為3 710 000。

邊界條件：以空氣為工質(zhì)，入口邊界條件采用速度入口，進(jìn)風(fēng)總量由機(jī)車(chē)底架風(fēng)機(jī)確定，為1.4 m3/s，其中通往電氣柜風(fēng)道風(fēng)量為0.6 m3/s，通往DC-DC柜風(fēng)道為0.8 m3/s，入口溫度為環(huán)境溫度40 ℃，環(huán)境壓力設(shè)置為101 325 Pa。出口邊界條件設(shè)為壓力出口，電氣間內(nèi)各電子元件熱損耗值由工廠提供。由于電氣間內(nèi)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，空氣流動(dòng)為高雷諾數(shù)紊流，因此采用湍流模型中的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，壓力與速度耦合采用SIMPLE算法，收斂標(biāo)準(zhǔn)采用高斯二階迎風(fēng)差分格式。計(jì)算過(guò)程中能量離散方程殘差控制在10-7，其他方程殘差控制在10-3。

2 仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 仿真結(jié)果分析

圖3為電氣間內(nèi)主要元件溫度云圖。從圖中可以得出，DC-DC柜內(nèi)部分主電感最高溫度高達(dá)90 ℃，變壓器最高溫度達(dá)92 ℃，并且DC-DC柜右側(cè)元件溫度明顯高于左側(cè)，這是因?yàn)橛覀?cè)安有三相電感及變壓器等，元器件分布更密集。由圖4可以看出，右上角電感及變壓器溫升更高，因?yàn)樗幬恢美鋮s空氣形成漩渦，使此處產(chǎn)生封閉自流區(qū)域，導(dǎo)致通風(fēng)不利[6]。DC-DC柜兩風(fēng)道入口風(fēng)速相差9 m/s，說(shuō)明兩風(fēng)道口壓力流量分布不均，從而使兩風(fēng)道內(nèi)散熱器散熱不均，左側(cè)風(fēng)道散熱變差。圖5顯示底部風(fēng)道出現(xiàn)漩渦，使得冷卻空氣在此處有較大的壓力損失，從而使整個(gè)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)阻力變大，因此該處風(fēng)道結(jié)構(gòu)不理想，需要進(jìn)行改進(jìn)。

圖3 電氣間內(nèi)主要電器元件溫度云圖

圖4 主電感集中區(qū)域截面流線分布圖

圖5 底部風(fēng)道截面流線分布圖

2.2 場(chǎng)協(xié)同分析

場(chǎng)協(xié)同理論是由我國(guó)過(guò)增元教授從新的角度針對(duì)對(duì)流換熱引入的新理論[7]，該理論通過(guò)對(duì)邊界層能量方程進(jìn)行積分，發(fā)現(xiàn)通過(guò)減小速度矢量與溫度梯度之間夾角可以有效強(qiáng)化換熱，由此提出場(chǎng)協(xié)同理論。之后場(chǎng)協(xié)同理論有了長(zhǎng)足的發(fā)展，其中呂金升等[8]結(jié)合前人理論公式，將場(chǎng)協(xié)同方程推廣至湍流領(lǐng)域，建立了不可壓縮湍流場(chǎng)協(xié)同方程模型，并通過(guò)仿真驗(yàn)證。本文通過(guò)場(chǎng)協(xié)同湍流模型仿真計(jì)算，從速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的協(xié)同程度，來(lái)分析電氣柜內(nèi)主電感及變壓器集中區(qū)域換熱機(jī)理，并據(jù)此優(yōu)化其內(nèi)部安裝結(jié)構(gòu)及風(fēng)道走向。

協(xié)同角β公式如下：

(6)

式中:U,T分別為無(wú)因次的速度矢量及無(wú)因次的溫度梯度。β越小，對(duì)強(qiáng)化傳熱越有利，所以需改善速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)分布，即使功耗元件集中區(qū)域速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)盡可能均勻，并且使電氣柜流域內(nèi)3個(gè)標(biāo)量場(chǎng)的大值盡可能同時(shí)出現(xiàn)在功耗元件集中布置區(qū)域，使其盡可能峰值匹配以增大場(chǎng)協(xié)同程度，增強(qiáng)其散熱性能。

圖6(a)、(b)分別為主變壓器及主電感集中區(qū)域截面場(chǎng)協(xié)同角分布圖。圖6(a)中右側(cè)主變壓器周?chē)鷪?chǎng)協(xié)同角明顯偏高，右側(cè)兩變壓器周?chē)骄鶊?chǎng)協(xié)同角為88.461°，左側(cè)由于靠近出風(fēng)口，兩變壓器周?chē)骄鶊?chǎng)協(xié)同角為81.432°，左下角變壓器周?chē)畹蛥f(xié)同角值為48.525°，場(chǎng)協(xié)同程度最好，變壓器周?chē)鷧^(qū)域平均場(chǎng)協(xié)同角為86.864°；圖6(b)中主電感集中區(qū)域由于功耗元件排布更加密集，平均場(chǎng)協(xié)同角為87.858°，右上角區(qū)域場(chǎng)協(xié)同角度數(shù)略高于其他區(qū)域，速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)協(xié)同程度十分不理想。由圖7可知，右側(cè)主變壓器以及右上角區(qū)域主電感周?chē)L(fēng)速很小，最小風(fēng)速為0.35 m/s，速度場(chǎng)峰值與協(xié)同角余弦場(chǎng)峰值不匹配，導(dǎo)致右側(cè)變壓器以及右上角區(qū)域主電感溫度相比其他主電感高出8～10 ℃。整個(gè)DC-DC柜內(nèi)也是由于功耗元件密集排布導(dǎo)致冷卻空氣風(fēng)速偏低，使散熱效果不佳。

圖6 主變壓器及主電感集中區(qū)域截面場(chǎng)協(xié)同角β分布云圖

圖7 主變壓器及主電感集中區(qū)域截面速度場(chǎng)分布云圖

2.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

在相同環(huán)境下對(duì)1∶1電氣間通風(fēng)冷卻簡(jiǎn)化模型進(jìn)行試驗(yàn)，如圖8(a)所示。試驗(yàn)前按照仿真工況和測(cè)點(diǎn)布置傳感器，傳感器測(cè)點(diǎn)位置如圖8(b)所示，熱電偶溫度傳感器布置在8個(gè)主電感及4個(gè)變壓器上，2個(gè)風(fēng)速傳感器布置在出風(fēng)口位置，同時(shí)用壓力傳感器測(cè)進(jìn)風(fēng)口處壓強(qiáng)。

按照仿真工況環(huán)境調(diào)整試驗(yàn)環(huán)境溫度為40 ℃，濕度40%，同時(shí)設(shè)定采樣參數(shù)進(jìn)行試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比如圖8(c)所示。由圖可以看出，試驗(yàn)結(jié)果相比仿真結(jié)果偏低，誤差范圍在1.5%～5.0%。由于仿真模型忽略自然換流對(duì)元件散熱的影響，且試驗(yàn)環(huán)境溫度不能?chē)?yán)格達(dá)到40 ℃，所以試驗(yàn)結(jié)果溫度略低于仿真結(jié)果溫度，誤差在可接受范圍內(nèi)，且試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果趨勢(shì)相同。進(jìn)風(fēng)口測(cè)點(diǎn)仿真壓強(qiáng)分別為1 612.1 Pa與1 239.5 Pa，試驗(yàn)結(jié)果為1 580 Pa、1 169 Pa，誤差最大為6%。出風(fēng)口1與出風(fēng)口2風(fēng)速測(cè)點(diǎn)仿真結(jié)果分別為10.12 m/s及12.32 m/s，試驗(yàn)結(jié)果由于為實(shí)時(shí)動(dòng)態(tài)檢測(cè)，結(jié)果波動(dòng)較大，取5次結(jié)果平均值分別為11.45 m/s與13.66 m/s，誤差最大為8.9%，由此估算出的口風(fēng)量與進(jìn)口設(shè)置風(fēng)量基本一致，精度均在可接受范圍內(nèi)。

圖8 電氣間全功率工況環(huán)境試驗(yàn)

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

根據(jù)上述初始方案仿真計(jì)算結(jié)果，為使DC-DC柜內(nèi)主電感、變壓器等電子元件溫度降低，改善DC-DC柜主電感區(qū)域以及底部風(fēng)道渦流狀況，且使得DC-DC柜兩風(fēng)道進(jìn)口風(fēng)速及壓強(qiáng)均勻，以降低LLC中頻隔離模塊及LLC斬波降壓模塊最高溫度，并使主電感及變壓器集中區(qū)域處速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及場(chǎng)協(xié)同角場(chǎng)峰值匹配，需要對(duì)電氣間底部風(fēng)道結(jié)構(gòu)、電氣間出風(fēng)口位置以及電氣間內(nèi)部主要元器件位置進(jìn)行優(yōu)化，使電氣間內(nèi)通風(fēng)散熱性能更好。

3.1 優(yōu)化方案說(shuō)明

優(yōu)化方案一，將電氣間底部風(fēng)道由直角改為弧形，增加導(dǎo)流板，使底部風(fēng)道內(nèi)DC-DC柜各風(fēng)道流量、壓強(qiáng)均勻，并減弱或消除漩渦影響，使得冷卻空氣流動(dòng)阻力有效減小。將電氣間排風(fēng)口由兩側(cè)排風(fēng)改為從右側(cè)排風(fēng)，以此改變電氣柜內(nèi)部冷卻空氣流動(dòng)路徑，增大DC-DC柜內(nèi)功耗元件集中區(qū)域速度場(chǎng)峰值。優(yōu)化方案二為在方案一基礎(chǔ)上將DC-DC柜分為3部分，變壓器及主電感安置在中間腔體，其中主電感由3行改為2行錯(cuò)排安置，并將溫升過(guò)高的三相電感安置于靠近電氣間排風(fēng)口位置。

3.2 計(jì)算結(jié)果分析與對(duì)比

將結(jié)構(gòu)優(yōu)化后模型與初始方案在相同邊界條件下進(jìn)行仿真，優(yōu)化方案二主電感集中區(qū)域截面流線圖及底部風(fēng)道截面流線圖分別如圖9、圖10所示。結(jié)構(gòu)優(yōu)化后在主電感集中區(qū)域左上角以及底部風(fēng)道形成的渦流已經(jīng)消除，冷卻空氣在此區(qū)域壓力分布變得比較均勻，有效減少了此處的壓力損失。

圖9 主電感集中區(qū)域截面流線分布圖

圖10 底部風(fēng)道截面流線分布圖

優(yōu)化方案二主變壓器及主電感集中區(qū)域截面速度云圖如圖11所示。結(jié)構(gòu)優(yōu)化后改變了電氣間內(nèi)冷卻空氣流動(dòng)軌跡，主電感及變壓器集中區(qū)域冷卻空氣速度明顯增大，并且由于主電感排布相互之間錯(cuò)開(kāi)一定距離，使得主電感之間風(fēng)速平均提高了4.68 m/s。圖12為此區(qū)域場(chǎng)協(xié)同角分布，通過(guò)計(jì)算，主電感周?chē)骄鶊?chǎng)協(xié)同角為82.260 1°，變壓器周?chē)骄鶊?chǎng)協(xié)同角為82.463 2°，均比初始方案場(chǎng)協(xié)同程度更好。通過(guò)對(duì)電氣間風(fēng)道結(jié)構(gòu)導(dǎo)流優(yōu)化，以及功耗元件錯(cuò)位排布，使得內(nèi)部各流場(chǎng)場(chǎng)協(xié)同角的峰值匹配，從而提高了功耗元件集中區(qū)域的散熱性能。

圖11 主變壓器及主電感集中區(qū)域截面速度場(chǎng)分布云圖

圖12 主變壓器及主電感集中區(qū)域截面場(chǎng)協(xié)同角分布云圖

圖13為DC-DC風(fēng)道散熱模塊平均溫度折線圖，圖14為3種方案主要功耗元件最高溫度對(duì)比折線圖，優(yōu)化方案一由于對(duì)DC-DC柜底部風(fēng)道進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，使DC-DC柜兩風(fēng)道內(nèi)散熱器散熱性能提高，中頻隔離模塊及斬波降壓模塊溫度都有了明顯的降低且兩風(fēng)道內(nèi)散熱器溫度十分均勻，但是此方案DC-DC柜內(nèi)速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及場(chǎng)協(xié)同角余弦場(chǎng)峰值匹配性相比優(yōu)化方案二較差，使得DC-DC柜內(nèi)左側(cè)主電感溫度降低，右側(cè)主電感及變壓器溫度幾乎沒(méi)變，甚至比初始方案溫度更高；三相電感由于遠(yuǎn)離出風(fēng)口，周?chē)俣葓?chǎng)遠(yuǎn)低于初始方案，導(dǎo)致其溫度相比初始方案提高近20 ℃。在優(yōu)化方案一基礎(chǔ)上進(jìn)行電氣間結(jié)構(gòu)優(yōu)化得到優(yōu)化方案二，改善了功耗元件集中區(qū)域速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及場(chǎng)協(xié)同角余弦場(chǎng)峰值匹配性，使主要電子元件最高溫度均有所降低，最高三相電感溫度下降了30 ℃。

圖13 DC-DC風(fēng)道散熱器平均溫度折線圖

圖14 主要電子元件最高溫度折線圖

3.3 電氣間熵產(chǎn)分析

運(yùn)用熱力學(xué)知識(shí)對(duì)3種方案進(jìn)行熱力學(xué)分析。

克勞修斯從熱量傳遞的角度總結(jié)熱力學(xué)第二定律為：不能夠使熱量從溫度低的物體傳遞到溫度高的物體而不伴隨其他變化[9]。

克勞修斯用熵來(lái)描述這種新的狀態(tài)函數(shù)，其中熵的增量dS以熱力學(xué)第二定律的數(shù)學(xué)公式表示為：

(7)

式中：Q為熱量；δQ為熵增過(guò)程物質(zhì)增加的熱量。

熵產(chǎn)是由熱力過(guò)程中存在的不可逆性所引起的。熵產(chǎn)分為兩種，分別是因傳熱引起的熵產(chǎn)和因耗散引起的熵產(chǎn)[10]。

電氣間通風(fēng)冷卻系統(tǒng)中，電氣間產(chǎn)熱電子元件為高溫?zé)嵩?，冷卻空氣為低溫?zé)嵩?。其中，冷卻空氣熵產(chǎn)ΔSair的計(jì)算公式為：

(8)

式中：T1，T2分別為系統(tǒng)進(jìn)口截面與出口截面的絕對(duì)溫度，K；ΔT=T2-T1；P1，P2分別為系統(tǒng)進(jìn)出口截面的絕對(duì)壓強(qiáng)，Pa；ΔP=P2-P1；qm為空氣質(zhì)量流量，kg/s；R為空氣的氣體常數(shù)，J/(kg·K)。

電氣間內(nèi)產(chǎn)熱電子元件熵產(chǎn)ΔS的數(shù)學(xué)計(jì)算公式為：

(9)

式中的負(fù)號(hào)意味著放出熱量。ΔS與ΔSair之和是系統(tǒng)的總熵產(chǎn)ΔStotal：

ΔStotal=ΔSair+ΔS

(10)

在此系統(tǒng)中監(jiān)控所有進(jìn)出口的絕對(duì)溫度和壓力并計(jì)算出加權(quán)平均值，用來(lái)計(jì)算電氣間冷卻空氣的熵產(chǎn)，之后計(jì)算電氣間內(nèi)所有產(chǎn)熱電子元件的熵產(chǎn)，兩者求和得到系統(tǒng)總熵產(chǎn)。經(jīng)過(guò)計(jì)算得出初始方案、方案一、方案二系統(tǒng)總熵產(chǎn)分別為1 210.68，1 249.69，1 130.17 W/K。由此可知，方案二系統(tǒng)總熵產(chǎn)最小，說(shuō)明方案二中的冷卻空氣從進(jìn)口到出口吸收的熱量最多，通風(fēng)系統(tǒng)的散熱效果優(yōu)于其他兩種方案。

4 結(jié)論

1)本文通過(guò)對(duì)電氣間內(nèi)通風(fēng)冷卻風(fēng)道增加弧形導(dǎo)流等方法，消除冷卻空氣在電氣間內(nèi)流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的渦流，可以有效減小電氣間內(nèi)通風(fēng)冷卻系統(tǒng)阻力，使其提高散熱性能。

2)利用場(chǎng)協(xié)同原理，使電氣間內(nèi)功耗元件密集區(qū)域速度場(chǎng)、溫度場(chǎng)以及場(chǎng)協(xié)同角余弦場(chǎng)峰值盡可能匹配，以此為目標(biāo)設(shè)計(jì)電氣間內(nèi)冷卻空氣流動(dòng)走向，排布功耗元件，使得主電感、變壓器全功率運(yùn)行時(shí)最高溫度平均降低14 ℃，有效提高了冷卻系統(tǒng)的散熱性能。

3)將電氣間看作一個(gè)完整的系統(tǒng)，把冷卻空氣流經(jīng)電氣間通風(fēng)系統(tǒng)所帶走的熱量折算成熵產(chǎn)作為仿真計(jì)算的評(píng)價(jià)指標(biāo)，而非單一地考察電氣間內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的平均溫度，對(duì)比3種方案后驗(yàn)證了更利于電氣間通風(fēng)系統(tǒng)散熱的結(jié)構(gòu)，即文中方案二——優(yōu)化DC-DC柜內(nèi)排布結(jié)構(gòu)的方案。