譚禮斌，袁越錦，黃 燦，唐 琳，何 丹

（1.陜西科技大學(xué)機電工程學(xué)院,陜西 西安 710021；2.隆鑫通用動力股份有限公司技術(shù)中心,重慶 400039）

發(fā)電機組作為應(yīng)急供電設(shè)施，在醫(yī)院、學(xué)校、銀行、機場等公共場合得到了廣泛的應(yīng)用[1]。為了減小體積，減輕質(zhì)量，降低油耗等，發(fā)電機組各結(jié)構(gòu)布置緊湊，這會導(dǎo)致高溫部件對機體輻射增強，影響發(fā)電機組的散熱和冷卻，最終對機組的工作性能和運轉(zhuǎn)穩(wěn)定性產(chǎn)生嚴重影響[2?3]。發(fā)電機組散熱效果好可保證機組在最佳溫度下工作，確保機組穩(wěn)定可靠運行[4]。在機組開發(fā)階段，為了評估機組散熱性能的好壞，普遍采用了相應(yīng)的數(shù)值模擬方法進行性能評估及局部結(jié)構(gòu)改進，提升機組散熱性能。例如：謝如堂等[5]采用CFD分析方法對發(fā)電機組冷卻風(fēng)道的散熱效果進行了分析，校核了整機散熱性能；馬鐵強等[6?7]采用CFD 方法基于簡化模型研究了發(fā)電機組機艙結(jié)構(gòu)散熱，并分析外界條件、風(fēng)口尺寸與大小等因素對機組艙內(nèi)速度場及溫度場均勻性的影響；杜曉東等[8]利用數(shù)值模擬方法對發(fā)電機組油管路節(jié)流孔板流動及噪聲進行了耦合計算，通過節(jié)流孔板改型優(yōu)化，獲得了節(jié)流降壓且噪聲性能優(yōu)越的發(fā)電機組油管路節(jié)流孔板結(jié)構(gòu)；尹曉青等[1]在采用三維軟件Fluent完成機艙內(nèi)空氣流動、風(fēng)速等參數(shù)計算的基礎(chǔ)上，利用一維軟件Kuli 對模型進行溫度對標分析，為機組熱平衡的設(shè)計及仿真提供了溫度數(shù)據(jù)參考；Xu 等[9]采用CFD軟件對發(fā)電機組流場特性進行了數(shù)值模擬及優(yōu)化，研究了吸聲材料對散熱的影響，為發(fā)電機組結(jié)構(gòu)改進提供了參考；王旭龍等[10]采用相似原則對發(fā)電機組機艙結(jié)構(gòu)進行簡化處理，結(jié)合CFD 仿真與MATLAB 內(nèi)插值優(yōu)化對機艙散熱外布局進行綜合優(yōu)化設(shè)計，提升了機艙散熱。由此可見，基于CFD方法的虛擬仿真技術(shù)已廣泛應(yīng)用于工程機械產(chǎn)品的設(shè)計與開發(fā)中[11?13]。

為評估一款發(fā)電機組散熱性能，本文基于CFD分析方法，采用流體分析軟件STAR-CCM+對該發(fā)電機組進行流場分析，并依據(jù)流場分析結(jié)果針對性地提出結(jié)構(gòu)改進方案，以提升發(fā)電機組散熱性能。該研究結(jié)果可為發(fā)電機組性能評估及結(jié)構(gòu)改良提供參考。

1 物理模型

發(fā)電機組三維模型及網(wǎng)格模型如圖1 所示。網(wǎng)格模型采用CFD 分析軟件STAR-CCM+中多面體網(wǎng)格和邊界層網(wǎng)格技術(shù)進行網(wǎng)格劃分。為減少網(wǎng)格量，提升計算速度，該模型未考慮機組機架，并對部分零部件（線束、螺栓等）做了適當(dāng)簡化。完成網(wǎng)格劃分后的網(wǎng)格數(shù)量約為700 萬。該發(fā)電機組進行性能測試環(huán)境溫度為28 ℃，運行時對應(yīng)的風(fēng)扇轉(zhuǎn)速為3600 r/min。

圖1 機組3D 模型及網(wǎng)格模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the unit 3D model and the grid model

2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

選取STAR-CCM+中的k-ε兩方程湍流模型進行發(fā)電機組整機流場特性數(shù)值模擬。機組內(nèi)氣流流動假設(shè)為不可壓縮的穩(wěn)態(tài)流動狀態(tài)，過程中不考慮溫度，因此，相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型方程[14?16]如下。

1）連續(xù)性方程為

2）動量微分方程，即Navier-Stokes 方程為：

3）k-ε湍流模型方程[17]為：

式中：u、v、w為速度分量，m/s；ρ為流體密度，kg/m3；Fx、Fy、Fz為體積力，N;μ 為流體黏度系數(shù)，Pa·s ；p是流體微元體上的壓力，Pa; ?為拉普拉斯算子；t為時間，s；xi和xj為2 個方向坐標分量，m；ui為i方向速度分量，m/s；μt為渦流運動黏滯系數(shù)；k為湍動能，m2/s2;ε為湍動能耗散率,m2/s3;Gk為速度梯度產(chǎn)生的湍動能項；Gb為浮力產(chǎn)生的湍動能項；YM為膨脹耗散項；C1ε，C2ε，C3ε為經(jīng)驗常數(shù)；Prk，Prε分別為與湍動能k和耗散率ε 的湍流普朗特數(shù)；Sk和Sε為用戶定義源項。

發(fā)電機組整體流場數(shù)值模擬計算中需要的邊界條件設(shè)置如下：風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)域旋轉(zhuǎn)速度為3600 r/min，采用MRF（moving reference frame）方法實現(xiàn)；流體計算域入口設(shè)置為滯止入口（stagnation inlet），出口邊界為壓力出口（pressure outlet）；環(huán)境溫度為28 ℃；流體屬性為標準大氣壓下空氣。

3 計算結(jié)果分析及討論

3.1 速度分布對比

圖2 為油箱側(cè)整機流線及油箱表面速度分布云圖。由于現(xiàn)有機組結(jié)構(gòu)非常緊湊，油箱緊靠著缸頭、排氣管、消聲器等高溫部件，同時電機與消聲器筒體間的距離也非常近。因此，油箱、電機的散熱成為該發(fā)電機組需要重要考慮的問題。從圖2整機流場計算結(jié)果可以看出，缸頭出來的熱風(fēng)直接吹到油箱的底部和靠近缸頭一側(cè)，這些熱風(fēng)會直接加熱油箱表面。因此，必須在缸頭出風(fēng)處設(shè)計相應(yīng)導(dǎo)風(fēng)罩，以阻礙熱風(fēng)吹到油箱表面及阻礙缸頭和排氣管對油箱的輻射。

圖2 油箱側(cè)整機流線及油箱表面速度分布Fig.2 Streamline distribution of whole machine at tank side and surface velocity of tank

圖3 為消聲器整機流線及消聲器表面速度分布云圖。從圖中可以看出，從缸頭出來的風(fēng)直接沿著油箱底部流失，消聲器表面幾乎吹不到風(fēng)，同時消聲器距離油箱和電機非常近，巨大的熱輻射會進一步增大油箱和電機的溫度。因此必須在消聲器周圍設(shè)計導(dǎo)風(fēng)罩，以提升消聲器表面風(fēng)速并阻礙消聲器對油箱的熱輻射。

圖3 消聲器側(cè)整機流線及消聲器表面速度分布Fig.3 Streamline distribution of whole machine at silencer side and muffler surface velocity distribution

3.2 機組散熱結(jié)構(gòu)改進及結(jié)果分析

依據(jù)流場分析結(jié)果可知，缸頭熱風(fēng)直接吹向油箱，消聲器表面無風(fēng)流經(jīng)，消聲器溫度高及排氣管溫度高極易對油箱和電機產(chǎn)生熱輻射，增大了油箱和電機的溫度，影響整機散熱性能。因此，為了改善缸頭出風(fēng)流向，提升冷卻風(fēng)利用率，依據(jù)工藝和可制造工程化等因素考慮，設(shè)計了圖4 的機組導(dǎo)風(fēng)罩方案，將氣流引入消聲器，起到分流及隔熱的作用。該組合導(dǎo)風(fēng)罩結(jié)構(gòu)避免了缸頭出來的熱風(fēng)直接吹到油箱上，同時通過隔熱作用隔斷了高溫部件對周圍部件的熱輻射。

圖4 機組導(dǎo)流罩方案示意圖Fig.4 Schematic diagram of guide hold design

圖5 為改進前后的速度流線對比圖。從圖中可以看出，在缸頭和消聲器周圍增加導(dǎo)風(fēng)罩后，缸頭出風(fēng)直接沿著缸頭導(dǎo)風(fēng)罩進入消聲器導(dǎo)風(fēng)罩，實現(xiàn)對消聲器表面的冷卻，且隔斷了熱風(fēng)、高溫部件與油箱及電機的加熱及熱輻射。速度流線對比表明，導(dǎo)風(fēng)罩起到了很好的導(dǎo)風(fēng)及隔熱作用。

圖5 缸頭出風(fēng)速度流線軌跡對比Fig.5 Comparison of cylinder head air-out velocity streamline

圖6、圖7 為油箱、消聲器表面速度云圖對比。從圖中可以看出，由于導(dǎo)風(fēng)罩的導(dǎo)風(fēng)作用，缸頭出來的熱風(fēng)不再直接吹向油箱表面，因此油箱表面速度明顯降低。通過缸頭導(dǎo)風(fēng)和消聲器導(dǎo)風(fēng)的組合作用，將缸頭出風(fēng)引入到消聲器風(fēng)罩內(nèi)流經(jīng)消聲器表面，最后從消聲器導(dǎo)風(fēng)罩末端出風(fēng)孔流出，整個過程風(fēng)都經(jīng)過了消聲器表面，因此，消聲器表面速度得到了明顯的改善。改進機組下的消聲器大部分表面風(fēng)速比較高，且消聲器外側(cè)面的速度分布也比較均勻，消聲器表面平均風(fēng)速為4.04 m/s。圖8 的風(fēng)量對比分析可以看出，添加導(dǎo)風(fēng)罩結(jié)構(gòu)對總進風(fēng)風(fēng)量影響不大，消聲器處風(fēng)量從28.91 g/s 提升至135.78 g/s，風(fēng)量提升非常明顯。綜上可見，油箱和消聲器的速度分布都得到了改善，達到了提升整機散熱性能的效果，因此可按照導(dǎo)風(fēng)罩方案制作樣件進行溫度測試，驗證方案的可行性。

圖7 消聲器表面速度云圖對比Fig.7 Comparison of muffler surface velocity

圖8 風(fēng)量對比分析圖Fig.8 Air volume comparisons

圖9 為溫度實測結(jié)果對比曲線。實驗數(shù)據(jù)獲取方法是將機組按額定功率運行2 h（基本溫度已達到熱平衡），每0.5 h 記錄1 次油箱底部和電機頂部監(jiān)測點的溫度。從圖中可以看出，120 min 時原機組油箱底部溫度和電機頂部溫度分別為85 ℃和72 ℃，而改進機組運轉(zhuǎn)120 min 時油箱底部溫度和電機底部溫度分別為47 ℃和55 ℃，溫度比原機組降低了38 ℃和17 ℃，溫度降幅較大，表明缸頭導(dǎo)風(fēng)罩和消聲器導(dǎo)風(fēng)罩起到了很好的導(dǎo)風(fēng)及隔熱效果，整機散熱性能明顯提升。

圖9 溫度實測結(jié)果對比曲線Fig.9 Comparison curve of the actual temperature measurement results

4 結(jié)論

基于CFD 方法，采用STAR-CCM+軟件對發(fā)電機組流場進行了數(shù)值模擬及實驗驗證，得出結(jié)論如下。

1）發(fā)電機組原結(jié)構(gòu)缸頭出風(fēng)直接吹向油箱底部，消聲器表面無風(fēng)流經(jīng)，消聲器溫度高及排氣管溫度高極易對油箱和電機產(chǎn)生熱輻射，增大油箱和電機的溫度。

2）通過添加缸頭導(dǎo)風(fēng)罩和消聲器通風(fēng)罩的方法改善了發(fā)電機整機散熱性能。改進后缸頭出來的熱風(fēng)不再直接吹向油箱表面，油箱表面速度明顯降低。消聲器大部分表面風(fēng)速比較高，消聲器表面平均風(fēng)速為4.04 m/s。添加導(dǎo)風(fēng)罩結(jié)構(gòu)對總進風(fēng)風(fēng)量影響不大，消聲器處風(fēng)量從28.91 g/s 提升至135.78 g/s，風(fēng)量提升非常明顯。

3）機組額定功率運轉(zhuǎn)120 min 的溫度測試結(jié)果表明，機組改進后油箱底部和電機頂部溫度降低了38 ℃和17 ℃，溫度降幅較大，表明缸頭導(dǎo)風(fēng)罩和消聲器導(dǎo)風(fēng)罩起到了很好的導(dǎo)風(fēng)及隔熱效果，整機散熱性能明顯提升。研究結(jié)果可為發(fā)電機組散熱性能評估及結(jié)構(gòu)改進提供參考。