蘇紅春，袁 春，潘小兵，金 釗，瑪麗婭

（重慶通信學院 軍用特種電源軍隊重點實驗室，重慶 400035）

靜音型電源車用于機動作戰(zhàn)部隊通信與指控節(jié)點內(nèi)開設(shè)的眾多車輛集中供電保障[1]。為了降低電源車車載柴油發(fā)電機組噪聲對通信與指揮控制的干擾，減小聲目標暴露，采用了圖1所示的封閉式機組艙和消聲艙結(jié)構(gòu)。艙內(nèi)溫度升高，發(fā)電機組熱負荷加重。為確保發(fā)電機組安全、可靠地完成發(fā)電、供電任務(wù)，應(yīng)分析不同工況下靜音型電源車車艙內(nèi)柴油發(fā)電機組的散熱狀況，以便對車艙內(nèi)的通風散熱結(jié)構(gòu)進行合理設(shè)計[2-3]。

本文利用FLUENT數(shù)值模擬軟件對靜音型電源車車艙內(nèi)空氣流動及溫度場進行數(shù)學建模與仿真，進而對車艙柴油發(fā)電機組和兩級排氣消聲器的散熱情況進行分析。采用環(huán)境模擬試驗對車艙內(nèi)溫度進行測試，并與仿真計算所得到的數(shù)據(jù)進行對比分析，驗證仿真計算的合理性，分析電源車通風散熱結(jié)構(gòu)是否滿足通風散熱的要求。

1 模型的建立

1.1 物理模型的建立及簡化

用Solidworks建立靜音型電源車車艙實體模型，如圖1所示。車艙主要由操作艙、機組艙和消聲艙3部分組成。操作艙內(nèi)安裝操控設(shè)備和附件柜；機組艙內(nèi)安裝兩臺80 kW柴油發(fā)電機組，以用一備一的方式工作，用于對外供電。機組艙前部、車艙底部開設(shè)進風口，用于機組工作和車艙內(nèi)設(shè)備的冷卻散熱；消聲艙內(nèi)安裝第2級排氣消聲器，與機組艙內(nèi)的第1級排氣消聲器連接起來，對機組的排煙進行消聲；靠近排氣口的位置安裝兩個三角形消聲立柱，對從機組艙傳出的噪聲進行控制?？諝饬鲃訒r不經(jīng)過操作艙，因此主要對機組艙和消聲艙內(nèi)通風散熱情況進行建模和仿真分析，而忽略操作艙的部分。

本文主要以電源車車艙內(nèi)柴油發(fā)電機組和兩級消聲器的溫度場分布為研究內(nèi)容，綜合考慮電源車進排風口、機組各部件發(fā)熱對車艙通風散熱效果的影響。在不影響車艙內(nèi)通風散熱情況的前提下，對電源車車艙模型進行簡化，以減少網(wǎng)格劃分及仿真計算的工作量，避免計算出錯，從而更加準確地計算車艙內(nèi)機組及消聲器的散熱情況。簡化模型的原則是[4]：著重考慮對溫度場影響較大的主要散熱設(shè)備和對空氣流場影響較大的設(shè)備，忽略對溫度場和流場影響較小的設(shè)備。簡化后電源車模型如圖2所示。

1.2 數(shù)學模型

由于該靜音型電源車內(nèi)部設(shè)備布置、功能單元外形、空氣流動和傳熱非常復(fù)雜，為了便于計算和分析，須對車艙內(nèi)空氣流動和傳熱做以下假設(shè)：

（1）電源車車艙內(nèi)設(shè)備運行穩(wěn)定，所有的散熱源向其周圍空氣散發(fā)的熱量通過定義的邊界面均勻地進入流體區(qū)域，將流體與固體接觸面上的換熱轉(zhuǎn)化為純流體的加熱與對流換熱。不考慮壁面的輻射傳熱。

（2）電源車車艙外部環(huán)境溫度恒定，即通過進氣口進入到車艙內(nèi)部的空氣溫度恒定，對于進入車艙內(nèi)空氣的相對濕度可以不予考慮?？諝獾奈镄詤?shù)值即比熱容、密度和粘度等可以根據(jù)FLUENT軟件中的默認值進行選擇。

（3）車艙內(nèi)流場的空氣密度恒定不變，不隨溫度變化，空氣流動可認為是不可壓縮穩(wěn)態(tài)定常流動?？諝饬鲃硬豢紤]浮力驅(qū)動流對流動的影響。

（4）本文的計算區(qū)域即電源車內(nèi)部空氣流動區(qū)域，可假設(shè)為遠離壁面的流體區(qū)域內(nèi)的溫度場分布，所以假設(shè)各壁面厚度都為0。

電源車內(nèi)氣體流速不高，視為不可壓粘性流動，流體流動的控制方程組[5]如下：

連續(xù)性方程

動量守恒方程

式（1）～（4）中，r為空氣密度，kg/m3；ui、uj、uk分別為角坐標系3個方向的時均速度，m/s；xi、xj、xk分別為直角坐標3個系坐標；P為壓力，Pa。

為了準確模擬車內(nèi)空氣流動和流場中的湍流，選用標準k-ε模型[6]。模型中湍流粘度表示為兩個變量：湍流動能k和湍流耗散率ε，都包含對流和擴散項，表達形式如下：

式（5）～（6）中，r為氧氣密度，取1.299 kg/m3；μ為氧氣動力粘度，取1.919×10-5(kg·s/m2)；為湍流速度，m/s；常數(shù)C1=1.44、C2=1.92、Cu=0.99、=1.0、=1.2。

2 網(wǎng)格劃分及邊界條件的建立

2.1 網(wǎng)格劃分

根據(jù)簡化后的電源車車艙模型建立空腔模型如圖3所示。對模型進行數(shù)值模擬前要對其進行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格是CFD模型的幾何表達形式，也是模擬與分析的載體。網(wǎng)格劃分是CFD技術(shù)的關(guān)鍵步驟，網(wǎng)格質(zhì)量的好壞直接影響著CFD計算效率和結(jié)果的精確度。當計算模型相對復(fù)雜時，網(wǎng)格的生成也相對困難，對計算設(shè)備要求較高。

利用ICEM CFD軟件進行網(wǎng)格劃分。由于電源車計算模型比較復(fù)雜，故在網(wǎng)格劃分時采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。并且在進行網(wǎng)格劃分時，進行基于幾何模型曲率自適應(yīng)的網(wǎng)格細分。ICEM可以通過捕捉幾何實體特征自動對網(wǎng)格進行細分，細分的網(wǎng)格小于表面設(shè)定的網(wǎng)格，這樣得到的網(wǎng)格可以更加真實地反映實體的特征，使計算更加準確，符合實際情況。網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖4所示。

2.2 邊界條件的建立

對研究對象完成建模和網(wǎng)格劃分后，在數(shù)值模擬之前要對所建模型邊界條件進行設(shè)定。在ICEM軟件中，根據(jù)模型實際情況制定模型中的邊界條件類型，用FLUENT求解器求解時對各個邊界條件參數(shù)進行設(shè)置。本模型主要對入口邊界條件、出口邊界條件、風扇邊界條件和壁面邊界條件進行了設(shè)置。

3 電源車數(shù)值計算結(jié)果分析及試驗

為了得到適合本模型的算法和比較精確的數(shù)值模擬結(jié)果，在對研究對象完成建模、網(wǎng)格劃分和邊界條件的設(shè)置后，要對FLUENT軟件的一些控制參數(shù)進行設(shè)置。采用壓力-速度耦合求解器，標準k-ε雙方程湍流模型，并激活能量方程。本模型中，由于主要散熱源為發(fā)電機組和兩級消聲器，所以其內(nèi)部溫度值可以間接表示整個流場內(nèi)部的溫度變化是否平衡。

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果分析

通過對不同工況下某靜音型電源車車艙內(nèi)部溫度場進行數(shù)值模擬，可以比較全面地分析電源車內(nèi)柴油發(fā)電機組和消聲器的散熱情況。這里主要對不同環(huán)境溫度下工作的電源車車艙內(nèi)部溫度場進行數(shù)值模擬和比較分析。由于發(fā)電機組以用一備一的方式工作，因此只對一臺工作機組做仿真模擬，便可反映出整個車艙內(nèi)設(shè)備的散熱情況。為了方便分析柴油發(fā)電機組及消聲器的散熱效果，在觀察溫度場分布時，將機組和第1級消聲器放在一起分析，將第2級消聲器單獨分析，這也有利于分析機組與消聲器、消聲器與排氣管連接處的局部溫度場分布。

3.1.1 機組和第1級消聲器溫度場數(shù)值仿真分析

圖5為環(huán)境溫度分別為-10 ℃、10 ℃、25 ℃、35 ℃、45 ℃、55 ℃時柴油發(fā)電機組及第1級消聲器的溫度場分布圖。由圖可以看出：當外部環(huán)境溫度較低時，機組溫度也較低；隨著環(huán)境溫度的升高，機組的溫度也隨之升高；當環(huán)境溫度達到55 ℃這一極限溫度時，機組大部分面積溫度為65 ℃左右，最高達到70 ℃以上。相比之下，第1級消聲器由于排氣溫度很高，散熱后整體溫度仍較高，最高溫度達到80 ℃以上，局部由于處于背向空氣流動的方向，溫度達到85 ℃。同時，機組和排氣管連接處、排氣管和消聲器連接處由于設(shè)備本身結(jié)構(gòu)原因，溫度較高，最高達95 ℃。因此，環(huán)境溫度較低時機組和消聲器溫度能夠滿足散熱要求，當環(huán)境溫度達到55 ℃時柴油發(fā)電機組散熱情況較好，兩級消聲器溫度偏高。

3.1.2 第2級消聲器溫度場仿真分析

圖6為安裝于消聲艙的第2級消聲器在不同工況下的溫度場分布圖。由圖可以看出：各個工況下消聲器正對發(fā)電機組散熱器排氣口的一側(cè)溫度較低，背向排氣口的一側(cè)溫度相對較高；環(huán)境溫度在45 ℃以下時，消聲器最高溫度沒有超過72 ℃；當環(huán)境溫度達到55 ℃時，消聲器正對排氣口的一側(cè)溫度為60 ℃左右，背向排氣口的一側(cè)溫度達到80 ℃左右，個別位置溫度達到85 ℃以上。相比第1級消聲器，由于第2級消聲器位于正對柴油機發(fā)電機組散熱器排風口的位置，散熱效果較好，然而當環(huán)境溫度達到55 ℃時，消聲器的溫度仍然超出適宜的工作溫度范圍。

3.2 試驗

參照 GJB 150.3A—2009 和 GJB 1488 —1992[7]，試驗安排在環(huán)境模擬實驗室內(nèi)，分別對環(huán)境溫度為10 ℃、25 ℃、35 ℃、45 ℃工況下靜音型電源車車艙內(nèi)設(shè)備的溫度進行測定。測點布置根據(jù)中華人民共和國交通行業(yè)標準JT/T 216—95，試驗測點位置布置如圖7所示。測點1位于車艙內(nèi)兩臺機組中間，用來測試車艙內(nèi)氣流的溫度；測點2布置于發(fā)電機上方，測發(fā)電機的溫度；測點3、4、5測柴油機的溫度，其中測點3布置于氣缸蓋，4和5分別布置于柴油機的前后壁面上；測點6、7分別測試第1級排氣消聲器背風側(cè)和迎風側(cè)的溫度；測點8、9分別測第2級排氣消聲器迎風側(cè)和背風側(cè)的溫度。對不同環(huán)境溫度下各測點溫度值進行測試，得到不同工況下各測點仿真計算值與實測值的比較，見表1～4。

表1 10 ℃工況各測點溫度計算值與實測值的比較

表2 25 ℃工況各測點溫度計算值與實測值的比較

表3 35 ℃工況各測點溫度計算值與實測值的比較

表4 45 ℃工況各測點溫度計算值與實測值的比較

從表1～4可以看出，不同工況下電源車仿真計算結(jié)果與實測結(jié)果比較吻合，大多數(shù)測點的計算值略低于實測值；個別測點（如測點6、9）計算值和實測值偏差較大，最大差值達6 ℃。對比結(jié)果表明：當環(huán)境溫度在45 ℃以下時車艙的通風散熱結(jié)構(gòu)基本可以滿足機組及消聲器散熱的要求，然而，由于對壁面的具體結(jié)構(gòu)以及傳熱特性缺乏很精確的了解，對車艙各個壁面?zhèn)鬟f的熱量很難精確確定，這樣自然在計算中產(chǎn)生了誤差。此外，對車艙門以及各個絕熱壁面、車艙內(nèi)部設(shè)備之間熱量的相互輻射都進行了忽略，這也將導致誤差的產(chǎn)生，同時也是導致同一設(shè)備不同側(cè)面溫度相差較大的原因。

4 結(jié)論

本文建立了電源車車艙3D仿真模型，用ICEM CFD進行網(wǎng)格劃分后，在FLUENT求解器中進行溫度場的仿真計算，并利用環(huán)境模擬試驗對仿真計算結(jié)果進行了驗證，得到以下結(jié)論。

（1）隨著電源車工作時外部環(huán)境溫度的升高，空氣流動對于柴油發(fā)電機組和消聲器的散熱效果下降。當外部環(huán)境溫度達到55℃這一極限溫度時，機組和消聲器的溫度較高，消聲器表面溫度不能滿足散熱要求。今后的設(shè)計中需要對通風散熱結(jié)構(gòu)進行進一步的改進。

（2）不同工況下柴油發(fā)電機組和消聲器的計算值與實測值均比較吻合，大多數(shù)測點計算值略高于實測值，個別測點計算值與實測值偏差較大，這幾個測點主要為布置于消聲器上的測點。由于消聲器初始溫度較高，因此偏差也在可接受范圍內(nèi)。

（3）由仿真計算與試驗結(jié)果可知，對于該靜音型電源車結(jié)構(gòu)，在計算時所設(shè)置的各類邊界條件、所采用的計算模型以及實體結(jié)構(gòu)的簡化方法是正確的。

References)

[1]王遜峰，顧金，錢忠. 應(yīng)急電源車的應(yīng)用分析[J].華東電力，2011，39(12)：2135-2137.

Wang Xunfeng，Gu Jin，Qian Zhong. Application Analysis on Emegency Power Vehicle[J]. East China Electric Power，2011，39(12)：2135-2137. (in Chinese)

[2]KUMAR V，SHENDGE S A，BASKAR S. Underhood Thermal Simulation of a Small Passenger Vehicle with Rear Engine Compartment to Evaluate and Enhance Radiator Performance [C]. SAE Paper 2010-01-0801 .

[3]SHIMONOSONO H，SHIBATA Y，F(xiàn)UJITANI K.Optimization of the Heat Flow Distribution in the Engine Compartment[J]. SAE Paper No.930883.

[4]王憲成，索文超，張更云. 電傳動裝甲車動力艙內(nèi)空氣流場數(shù)值模擬及結(jié)構(gòu)改進分析[J].兵工學報，2007，28(6)：744-748.

Wang Xiancheng，Suo Wenchao，Zhang Gengyun.Numerical Simulation of Airflow Field and Structure Improvement in Engine Compartment of Armored Vehicles with Electric Transmission[J]. Acta Armamentarii，2007，28(6)：744-748. (in Chinese)

[5]簡棄非，王強，陳會平. 燃料電池氣體分配箱三維流場分析[J].電源技術(shù)，2007，31(1)：64-67.

Jian Qifei，Wang Qiang，Chen Huiping. 3-D Flow Field Analysis and Numerical Simulation in Fuel Cell Air Inlet Manifold[J].Chinese Journal of Power Sources，2007，31(1)：64-67. (in Chinese)

[6]劉軍樸，陳江平，陳芝久. 客車車廂內(nèi)氣流分布及傳熱數(shù)值分析[J].上海交通大學學報，2003，37(7)：1098-1101.

Liu Junpu，Chen Jiangping，Chen Zhijiu. Numerical Calculation of the Distribution of Air Flow and Temperature in Buses[J].Journal of Shanghai Jiaotong University，2003，37(7)：1098-1101. (in Chinese)

[7]田睿，萬瑞升. 某型軍用電源車高低溫環(huán)境試驗方法探討[J].裝備環(huán)境工程，2012，9(1)：102-104.

Tian Rui，Wan Ruisheng.On High-Low Temperature Test Method of a Certain Type of Military Power Van[J].Equipment Environmental Engineering，2012，9(1)：102-104. (in Chinese)