羅亞南，郭關(guān)柱，楊國濤

（1. 云南農(nóng)業(yè)大學(xué) 機電工程學(xué)院，云南 昆明 650201；2. 國家鐵路大型養(yǎng)路機械工程技術(shù)研究中心，云南 昆明 650215；3. 中國國家鐵路集團有限公司 科技與信息化部，北京 100844）

高海拔鐵路所處地區(qū)晝夜溫差較大，空氣稀薄且長隧道眾多，有的隧道最高點海拔4 351 m，且長達42.5 km。受環(huán)境影響，高海拔大溫差鐵路運營一段時間后，鋼軌會出現(xiàn)嚴重傷損且發(fā)展較快，經(jīng)常需要進行低速移動維修養(yǎng)護作業(yè)。青藏鐵路于2006年7 月全線開通運營，因鋼軌表面疲勞微裂紋、肥邊、剝落和波磨等嚴重傷損，2010年啟動全線換軌工程。在高海拔長隧道內(nèi)維修作業(yè)時，發(fā)動機需克服空氣密度小且四周無流動的散熱困難問題，且鐵路穿越地域的海拔高度和溫差變化越大，開通后鋼軌傷損維修難度越高。

鋼軌傷損維修主要有打磨和銑磨2 種。其中打磨速度快，但受粉塵污染不適宜長大隧道作業(yè)；銑磨可一次性修復(fù)鋼軌表面?zhèn)麚p，切削量大且無火花，適宜長大隧道鋼軌表面?zhèn)麚p修復(fù)，其作業(yè)速度為300～2 000 m·h-1，發(fā)動機功率通常超過500 kW。對于由大功率發(fā)動機驅(qū)動的低速移動作業(yè)工況，需解決發(fā)動機在高海拔長隧道內(nèi)作業(yè)時的散熱冷卻技術(shù)［1-3］，這是保證高海拔鐵路后續(xù)維修養(yǎng)護的關(guān)鍵問題。

傳統(tǒng)發(fā)動機的散熱方案是在發(fā)動機前端配散熱器，冷卻循環(huán)液在機體與散熱器間循環(huán)，散熱器配有冷卻風扇。其散熱原理：冷卻風扇高速旋轉(zhuǎn)，將吸入氣流吹至散熱器表面帶走熱量，經(jīng)發(fā)動機間排至車外，冷卻風扇后端形成負壓，把動力間外側(cè)空氣吸入，由艙內(nèi)流向補充到冷卻風扇后端，并帶走機體外表和內(nèi)部熱量，從而實現(xiàn)氣流循環(huán)冷卻功能，以保證發(fā)動機在正常溫度范圍工作。車輛移動速度快或四周空間敞開時，散熱器排出的熱空氣能正常流走且始終吸入冷空氣，發(fā)動機散熱系統(tǒng)工作正常。而車輛在隧道空間內(nèi)緩慢移動時，因傳統(tǒng)發(fā)動機散熱系統(tǒng)的冷卻氣流吸風口與發(fā)動機間排風口距離較近，排出熱風被隧道頂部阻攔不能流走，負壓作用下在車體上方的熱空氣回流形成氣流回旋，又被吸入動力間來冷卻發(fā)動機，加之高海拔地區(qū)空氣密度較小，冷卻氣流熱容量低，故散熱系統(tǒng)無法發(fā)揮正常散熱功能，造成發(fā)動機冷卻不充分而出現(xiàn)過熱停機［4-5］。

本文設(shè)計一種基于遠距離吸風和高速射流排風冷卻的新型散熱系統(tǒng)，建立該系統(tǒng)的理論散熱模型，進行燃燒熱與輸出功率、機體輻射與廢氣排放熱功率及冷卻性能計算，開展現(xiàn)有試驗環(huán)境與高海拔長隧道條件下新型散熱系統(tǒng)的對比仿真分析研究，以解決在高海拔長隧道內(nèi)低速移動作業(yè)的大功率發(fā)動機散熱難題。

1 新型散熱系統(tǒng)工作原理

發(fā)動機工作時，通過機體輻射、尾氣排放和散熱系統(tǒng)帶走熱量，保證發(fā)動機在正常溫度范圍內(nèi)工作。高海拔長隧道內(nèi)鋼軌銑磨低速移動作業(yè)用大功率發(fā)動機新型散熱系統(tǒng)工作原理如圖1 所示。圖中：HN為冷卻氣流吸風口至高速射流風機排風口間的距離；vN，qN和pN分別為高速射流風機排出氣流的風速、流量和風壓。

圖1 新型散熱系統(tǒng)工作原理

由圖1 可知：相比傳統(tǒng)散熱方案，新型散熱系統(tǒng)采用高速射流風機排風，增加動力間冷卻氣流吸風口至排風口間距離HN，增大冷卻風量、風速和風壓，氣流經(jīng)車輛操作間2 側(cè)注入隧道內(nèi)流動帶走熱量，避免吸走發(fā)動機熱量的熱風回流，保證散熱系統(tǒng)正常工作。

2 新型散熱系統(tǒng)散熱模型

新型散熱系統(tǒng)的散熱情況主要由發(fā)動機燃燒熱與輸出功率、機體輻射與廢氣排放熱量、冷卻系統(tǒng)性能所決定。

2.1 燃燒熱與輸出功率

作業(yè)動力由柴油發(fā)動機提供，發(fā)動機燃燒柴油生成熱量和輸出功率。燃油燃燒化學(xué)方程式為

發(fā)動機燃燒柴油時，忽略柴油雜質(zhì)，如柴油完全燃燒，則單位時間內(nèi)生成能量PZ為

式中：qm0為發(fā)動機燃燒消耗柴油的額定質(zhì)量流量；kq為柴油燃燒熱值。

根據(jù)能量轉(zhuǎn)化和守恒定律，單位時間內(nèi)，燃油燃燒生成能量等于作業(yè)消耗能量、輻射熱量、尾氣排放熱量及冷卻氣流流動帶走熱量，故有

式中：PO為作業(yè)消耗的額定功率，即發(fā)動機額定輸出功率；PF為發(fā)動機機體向外輻射散熱功率；PGE為尾氣排放散熱功率；PQE為冷卻氣流帶走的熱功率。

作業(yè)消耗的額定功率包括作業(yè)系統(tǒng)功率、走行系統(tǒng)功率及其他輔助系統(tǒng)功率，即

式中：PM為作業(yè)系統(tǒng)消耗功率；PV為作業(yè)時車輛走行消耗功率；EB為其他輔助消耗功率。

2.2 機體輻射與廢氣排放熱量

機體體表溫度較高時，熱量主要通過輻射方式散發(fā)。機體內(nèi)部熱量則主要由冷卻循環(huán)液帶至冷卻器，經(jīng)冷卻氣流將熱量帶走，動力間及發(fā)動機間內(nèi)熱量由冷卻氣流流動帶走來控制溫度。燃燒產(chǎn)生的尾氣溫度較高時，排放時會帶走大量熱量。

發(fā)動機安裝于發(fā)動機間內(nèi)，輻射熱取決于發(fā)射和接收體的輻射率、面積和溫度［6］。對于內(nèi)包系統(tǒng)，發(fā)動機機體向外輻射熱量Φ1,2滿足下式。

式中：ε1為發(fā)動機機體對外輻射率；A1為輻射散熱面積；σ0為黑體輻射常數(shù)；T1和T2分別為發(fā)動機機體和發(fā)動機間四周擋板的絕對溫度；t為時間。

柴油燃燒尾氣主要為CO2和H2O，尾氣排放散熱功率為

式中：qmw為燃燒生成廢氣中H2O 的質(zhì)量流量；cpw為H2O 的質(zhì)量定壓熱容；qmg為燃燒生成廢氣中CO2的質(zhì)量流量；cpg為CO2的質(zhì)量定壓熱容。

2.3 冷卻系統(tǒng)性能

冷卻系統(tǒng)用于吸走發(fā)動機熱量，是發(fā)動機機體控制溫度重要環(huán)節(jié)。熱量由冷卻系統(tǒng)的空空中冷和水冷散熱器吸收后，有冷卻器向外輻射和氣流對流吸熱后帶走2種散熱方式。

冷卻氣流帶走的熱功率滿足下式。

式中：qmF為高速射流風機排出冷卻氣流的質(zhì)量流量；cF為冷卻氣流的比熱容；TF和TB分別為冷卻氣流吸收散熱器熱量前、后的溫度。

依據(jù)對流散熱計算牛頓冷卻公式，冷卻氣流流經(jīng)冷卻器時吸收的熱功率PQh為

其中，

式中：AF為冷卻器的散熱面積；kh為對流換熱系數(shù)；△TL為對流吸熱溫差；λA為空氣的導(dǎo)熱系數(shù)；Lh為冷卻器的特征長度；Nu為傳質(zhì)努塞爾數(shù)，氣流的雷諾數(shù)Re低于5×105時［7-8］，Nu=0.664Re1/2Pr1/3，Pr為普朗特數(shù)，Pr=ρAμAcP/λA，ρA為空氣密度，μA為運動黏度。

對于式（7）和式（8），若保證冷卻器充分發(fā)揮作用，則下式成立。

依據(jù)熱平衡原理，發(fā)動機在正常溫度范圍內(nèi)工作，需要冷卻器由輻射和氣流吸熱方式散發(fā)的最大熱功率，高于發(fā)動機維持最高工作溫度需要散發(fā)的最低冷卻功率。由式（3）和式（7）得

式中：PF，S為冷卻器向外輻射熱功率。

式（10）中，冷卻氣流質(zhì)量流量與風速和排風口面積成正比，且風速與風壓相關(guān)。保證發(fā)動機正常冷卻，需要冷卻氣流能帶走冷卻器熱量，且吸收熱量的射流排風能經(jīng)車輛操作間2 側(cè)流入隧道流走。

冷卻氣流通過對流與散熱器間進行熱交換，吸收并帶走冷卻水熱量。冷卻器散熱面積及氣流流速決定著冷卻性能。相比隧道橫截面面積，高速射流風機排風口面積較小，射流排風經(jīng)車輛2 側(cè)流入隧道，可視為無限擴張流。參照相關(guān)文獻［9］，冷卻氣流經(jīng)車輛操作間2 側(cè)流入隧道流走所需總壓力pSL為

其中，

式中：λf為隧道內(nèi)空氣流動時摩擦系數(shù)；lS為隧道內(nèi)流動氣流長度；dS為隧道空間等效直徑；vST為隧道空間內(nèi)氣流的流速；g為重力加速度；ζS為高速射流風流動擴張到隧道空間造成的壓力損失系數(shù)；vSL為冷卻器排風口氣流的平均流速。

根據(jù)流量連續(xù)性方程及能量守恒定律，維持隧道內(nèi)空氣流動，需要高速射流風流動時滿足

式中：pF為射流風機排風風壓；AS為隧道截面面積。

3 新型散熱系統(tǒng)性能計算與試驗對比驗證

模擬高海拔長隧道進行試驗非常困難，擬開展內(nèi)徑5.2 m 地鐵長隧道內(nèi)低速移動作業(yè)試驗，由試驗結(jié)果驗證新型散熱系統(tǒng)理論散熱模型的正確性。為使計算結(jié)果與試驗驗證相對應(yīng)，冷卻性能計算參數(shù)按試驗環(huán)境條件取值?？紤]空氣密度隨海拔高度變化，為便于計算，空氣流量采用質(zhì)量流量，流速折算至標準狀況。新型散熱系統(tǒng)試驗地點海拔高度約1 900 m，當?shù)貧鈮杭s79.8 kPa，空氣密度為1.06 kg·m-3。

3.1 燃燒熱與輸出功率計算

發(fā)動機用柴油燃燒熱值為43×106J·kg-1，由式（1） 計算出：燃燒1.0 kg 柴油，需要消耗3.472 kg的O2，生成3.113 kg的CO2和1.358 kg的H2O，釋放43.0 kJ的熱量。

計算對象選取鋼軌在線一次性成形銑削用發(fā)動機，依據(jù)成形銑削各裝置設(shè)計要求及試驗測試結(jié)果，銑削作業(yè)系統(tǒng)消耗功率為454 kW，車輛走行消耗功率46 kW，預(yù)估驅(qū)動高速射流風機等輔助功率50 kW。由式（4）計算出，柴油發(fā)動機需輸出額定功率550 kW，選用鐵路行業(yè)常用高標準排放曼恩D2842LE632 柴油發(fā)動機，該機柴油燃燒平均消耗率為209 g·kW-1·h-1。按式（2），計算出發(fā)動機輸出額定功率的燃油消耗量為31.9 g·s-1，燃燒產(chǎn)生熱量為1.373×106J·s-1。

3.2 機體輻射與廢氣排放熱功率計算

柴油發(fā)動機機體為鑄鐵，體表經(jīng)高溫氧化，輻射率為0.76［6］。發(fā)動機間內(nèi)部采用鋁箔包裝，輻射率為0.09。發(fā)動機及渦輪增壓器殼體外裝有散熱片和冷卻水套，表面溫度范圍在773～973 K［10］。依據(jù)普朗克輻射定律，黑體輻射常數(shù)為5.67×10-8W·m-2·K-4。發(fā)動機輻射散熱面積約2.26 m2。發(fā)動機間四周擋板溫度介于環(huán)境溫度與冷卻水溫度之間，取平均值333 K。基于輻射散熱模型，按式（5），由數(shù)值方法計算出不同溫度與輻射熱量關(guān)系如圖2所示。

圖2 不同溫度與輻射熱量關(guān)系

由圖2 可知：發(fā)動機機體對外輻射熱功率與溫度成指數(shù)關(guān)系，溫度越高輻射熱功率越大；機體溫度為773 K 時，熱輻射功率為34 kW；機體溫度為973 K時，熱輻射功率達86 kW。

額定工況時，由式（1）計算出發(fā)動機燃燒消耗O2為110.9 g·s-1，生成CO2為99.4 g·s-1和H2O 為43.4 g·s-1。標準大氣壓下，CO2的質(zhì)量定壓熱容約為0.84 kJ·kg-1·K-1，H2O 的質(zhì)量定壓熱容約為1.85 kJ·kg-1·K-1。發(fā)動機排放廢氣的溫度接近977～1 077 K［11］，基于氣體比熱容計算模型，按式（6），由數(shù)值方法計算出不同廢氣溫度與排放熱量關(guān)系如圖3所示。

圖3 不同廢氣溫度與排放熱量關(guān)系

由圖3 可知：發(fā)動機排放廢氣散熱功率與溫度成正比關(guān)系，溫度越高散熱功率越大；廢氣溫度為977 K時，排放廢氣的散熱功率約為112 kW；廢氣溫度為1 077 K時，排放廢氣的散熱功率達128 kW。

3.3 冷卻性能計算

總壓力與冷卻器排風口氣流流速和流量相關(guān)，冷卻風量取決于氣流流速和流動面積，又跟冷卻器輻射熱相關(guān)?？紤]到冷卻器溫度不高，對流傳熱是主要散熱，輻射散熱為次要傳熱［6］。為簡化計算，先不考慮冷卻器輻射熱功率，求解出冷卻風量后，適當增加余量，最后進行試驗驗證。

冷卻氣流為空氣，其比熱容為1.005 kJ·kg-1·K-1。發(fā)動機冷卻水正常溫度范圍為90～102℃，環(huán)境氣溫取上限323 K，冷卻氣流與冷卻水和環(huán)境氣流間完全熱交換后，冷卻氣流吸熱前、后平均溫度分別為232 和363 K。忽略冷卻器輻射熱，基于熱平衡原理，按式（10），由數(shù)值方法計算出冷卻器氣流質(zhì)量流量為15.1～16.9 kg·s-1，折算成試驗地風量為14.3～15.9 m3·s-1。冷卻器存在輻射散熱，考慮冷卻器結(jié)構(gòu)，確定實際冷卻風量為14.5 m3·s-1，風機排風口平均氣流流速為12 m·s-1。

重力加速度取值9.8 m·s-2；空氣動力黏度系數(shù)取1.86×10-5Pa·s；高速射流排風流入隧道時，排風口近似為無限空間擴張流，壓力損失系數(shù)為1.0［12］。計算出管內(nèi)純空氣流動的摩擦系數(shù)為0.014 3；隧道空間內(nèi)氣流平均流速0.91 m·s-1?；诹髁窟B續(xù)性方程和能量守恒定律，按式（11）和式（12），由數(shù)值方法計算出冷卻氣流經(jīng)操作間2 側(cè)流入隧道內(nèi)流走的總壓力為76.5 Pa，故高速射流排風風壓應(yīng)高于1 010 Pa。

依據(jù)熱功率計算模型，由式（7）和式（8）知，如式（9）成立，則冷卻器散熱面積AF大于qmFcF（TB-TF）/（kh△TL）。溫度為343～363 K時，干燥空氣導(dǎo)熱系數(shù)為0.028 6～0.030 0 W·m-1·K-1，取平均值0.029 0 W·m-1·K-1；設(shè)計出冷卻器的特征長度為0.11 m。依據(jù)上述參數(shù)，得到雷諾數(shù)為7.5×104，傳質(zhì)努塞爾數(shù)為161。環(huán)境溫度取最高323 K，為保證對流吸熱氣流正常傳熱，氣流吸熱后溫度應(yīng)高于環(huán)境溫度10 K，相比冷卻水循環(huán)冷卻最低溫度363 K，則對流吸熱溫差為30 K。基于牛頓對流冷卻模型，按式（8），由數(shù)值方法計算出對流換熱系數(shù)為42.47 W·m-2·K-1，冷卻器散熱面積應(yīng)達485 m2。冷卻器存在輻射散熱，故取冷卻器散熱面積460 m2。

冷卻氣流吸熱溫差30～40 K 時，由式（5）、式（7）和式（8），得到冷卻氣流流過散熱器吸收熱功率為480～780 kW，冷卻氣流流動帶走的熱功率為460～620 kW，式（9）成立。

基于輻射散熱模型和熱平衡原理，按式（5）和式（10），由數(shù)值方法計算出額定工況下新型散熱系統(tǒng)經(jīng)對流和輻射方式散發(fā)熱功率為670 kW，而發(fā)動機需散發(fā)的最大熱功率約610 kW，新型散熱系統(tǒng)理論散熱功率大于發(fā)動機需散發(fā)的最大熱功率。

3.4 試驗測試驗證

試驗線路為長隧道鐵路線路，隧道內(nèi)徑為5.2 m，總長約12 km。試驗測試時，隧道內(nèi)部通風設(shè)備關(guān)閉。試驗環(huán)境溫度為293 K，發(fā)動機額定功率550 kW，銑削作業(yè)裝置以300 m～h-1移動速度進行鋼軌銑磨作業(yè)。散熱冷卻風量為14.5 m3·s-1，2 個排風口總面積為1.22 m2，排風口平均氣流流速為12 m·s-1。試驗獲得如下結(jié)果。

（1）新型散熱系統(tǒng)散熱正常，高速射流風機排風能經(jīng)車輛操作間2 側(cè)流入隧道流走，距離排風口6.0 m 后，隧道內(nèi)氣流平均風速和風壓分別為0.9 m·s-1和8.0 Pa，循環(huán)冷卻水溫度始終保持在363～367 K 之間，發(fā)動機散熱正常未出現(xiàn)過熱報警。

（2）發(fā)動機輸出80%額定功率時，新型散熱系統(tǒng)排風溫度為318～322 K，冷卻氣流吸熱前后溫差為27～29 K，略低于理論計算值30 K。

（3）射流風機排風風量越大，冷卻氣流吸熱前后溫差越小，調(diào)整射流風機排風導(dǎo)流角度，可改變排風效果，導(dǎo)流板與隧道中心線夾角為25°時，對隧道內(nèi)氣流推動效果最好。

試驗測試結(jié)果表明：新散熱系統(tǒng)的實際散熱性能與理論計算值基本一致，實際散熱功率略大于理論散熱功率，主要原因是輻射散熱區(qū)域溫度分布均勻性及面積估算存在誤差。

4 仿真對比分析

參照設(shè)計時速200 km 鐵路，考慮到單洞隧道散熱狀況比雙洞隧道差，以高海拔單洞最長隧道為例，其總長為30.4 km，隧道內(nèi)壁高7.3 m，最高點海拔4 300 m。鑒于實際鐵路隧道與內(nèi)徑5.2 m試驗隧道的內(nèi)部空間之間存在差異，為了確定新型散熱系統(tǒng)在高海拔長隧道內(nèi)的散熱性能，利用新型散熱系統(tǒng)在內(nèi)徑5.2 m 隧道環(huán)境內(nèi)冷卻氣流流動狀態(tài)仿真結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比，驗證流動狀態(tài)仿真模型的合理性，基于流動狀態(tài)仿真模型分析新型散熱系統(tǒng)在高海拔長隧道內(nèi)的實際散熱性能。

基于ANSYS 軟件里面的FLUENT 流場仿真分析軟件，采用能量方程和k-ε湍流模型進行仿真。仿真時，試驗環(huán)境下，隧道橫截面簡化為內(nèi)徑5.2 m 圓面且底部軌枕面襯砌高0.62 m，內(nèi)壁面視為光滑面，車輛長寬高分別為12.0，2.8和3.8 m，車頂與2 側(cè)連接處有半徑0.5 m 圓弧過渡，車體外表面視為光滑面；高海拔長隧道截面依據(jù)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計規(guī)范》中200 km·h-1建筑限界，忽略2 側(cè)人行通道且內(nèi)壁面視為光滑面，車輛長寬高分別為12.0，3.2 和4.4 m，車頂與2 側(cè)連接處有半徑0.5 m 圓弧過渡，車體外表面視為光滑面。新型散熱系統(tǒng)排風口位置距車體尾端為3.3 m、排風口總面積為1.22 m2、出口平均風速為12 m·s-1、氣流密度為1.06 kg·m-3時，在內(nèi)徑5.2 m 試驗隧道內(nèi)冷卻氣流流動的仿真結(jié)果如圖4 所示；排風口位置距車體尾端仍為3.3 m、出口平均風速仍為12 m·s-1、而排風口總面積為1.75 m2、氣流密度為0.74 kg·m-3時，模擬海拔高4 300 m、長30.4 km 隧道內(nèi)冷卻氣流流動的仿真結(jié)果如圖5所示。

從圖4 可知：距離車體尾端6.0 m 后，冷卻氣流在隧道內(nèi)流動均勻，平均風速和風壓分別為0.92 m·s-1和7.75 Pa，仿真結(jié)果與試驗測試結(jié)果相一致。

圖4 內(nèi)徑5.2 m試驗隧道內(nèi)冷卻氣流流動仿真

從圖5 可知：距離車體尾端8.0 m 后，冷卻氣流在隧道內(nèi)均勻流動，平均風速和風壓分別為2.62 m·s-1和12.60 Pa；冷卻氣流吸收熱量后，經(jīng)射流排風由車輛操作間2側(cè)流入隧道流走。

圖5 模擬高海拔長隧道內(nèi)冷卻氣流流動仿真

采用新型散熱系統(tǒng)，依據(jù)仿真結(jié)果和式（5）—式（12），在海拔4 300 m 和長30.4 km 隧道內(nèi)，冷卻氣流風量21.0 m3·s-1和吸熱前后溫差40 K 時，新型散熱系統(tǒng)能滿足發(fā)動輸出功率550 kW 的散熱需求。發(fā)動機冷卻水的正常報警溫度為377 K，只要隧道環(huán)境溫度低于332 K，發(fā)動機就能正常散熱。川藏鐵路高海拔長隧道內(nèi)溫度通常低于300 K，故新型散熱系統(tǒng)能滿足川藏鐵路隧道內(nèi)鋼軌銑磨時發(fā)動機冷卻需求。

5 結(jié) 論

（1）基于建立的散熱模型、散熱性能計算與試驗驗證和仿真對比分析結(jié)果，研究高海拔長隧道鋼軌銑磨用發(fā)動機新型散熱系統(tǒng)的散熱性能，獲得試驗環(huán)境及高海拔長隧道內(nèi)發(fā)動機低速移動作業(yè)時正常散熱需求的冷卻氣流風速、風量和吸熱前后溫差等條件。

（2）現(xiàn)有隧道試驗環(huán)境下，在內(nèi)徑5.2 m 和長12 m 隧道內(nèi)，冷卻排風溫度318～322 K，冷卻氣流排風風速12 m·s-1、風量14.5 m3·s-1和溫差28 K 時，新型散熱系統(tǒng)能滿足發(fā)動機輸出480 kW的散熱需求。

（3）仿真條件下，川藏鐵路海拔4 300 m 和長30.4 km 隧道內(nèi)，冷卻氣流排風風速為12 m·s-1、風量為21.0 m3·s-1和吸熱前后溫差40 K時，新型散熱系統(tǒng)能滿足大功率發(fā)動機低速移動作業(yè)時輸出550 kW的散熱需求。