張曉鴿,陳本乾,賈艷玲,李 飛,焦洋洋

(1.許繼電氣股份有限公司,河南 許昌 461000;2.許繼集團有限公司,河南 許昌 461000)

1 引言

隨著柔性直流輸電技術的不斷發(fā)展,柔直換流閥在實際工程中得到了廣泛應用。該類型換流閥由大量的子模塊級聯(lián)組成,在子模塊調試過程中,對子模塊進行額定加壓是子模塊測試的重要步驟。低壓加壓測試裝置作為實現(xiàn)該項測試的專用設備,在運行過程中,通常需要頻繁承受短時大電流的加壓和泄壓,該過程產生的熱量通過自然散熱已無法滿足其散熱需求[1]。另外,針對其結構緊湊且散熱效率要求高的設計需求,強迫風冷成為柔直換流閥低壓加壓測試裝置散熱方式之首選[2-3]。

目前已有多位學者在電子設備強迫風冷散熱方面進行了研究。文獻[4]針對雷達天線單元散熱模塊,提出了一種通過增加風機數量提升散熱效果的熱設計方案。文獻[5-7]從風機的特性曲線出發(fā),分析了在風機串聯(lián)或并聯(lián)后輸送系統(tǒng)氣源的特性變化,也對不同類型風機串、并聯(lián)效果進行了研究。但在緊湊型大功率電力設備強迫風冷散熱方面的研究相對較少。

本文基于柔直換流閥低壓加壓測試裝置,旨在研究一種結構緊湊、散熱效果良好的強迫風冷散熱設計方案。首先,梳理出低壓加壓裝置的主要發(fā)熱元件,然后根據主要發(fā)熱元件的熱功率進行風機選型,并設計了3種散熱方案,最后應用Icepak軟件分別對3種方案進行了仿真計算與分析,最終確定了最佳方案。

2 熱設計過程

低壓加壓測試裝置具體熱設計流程如圖1所示。

圖1 熱設計具體流程

2.1 分析軟件

本文應用三維建模軟件進行主要發(fā)熱元件散熱系統(tǒng)建模,并將其以stp格式導入到ANSYS前處理軟件Spaceclaim進行模型簡化處理,應用Icepak軟件進行熱流耦合分析及后期數據處理。

2.2 技術要求

1)冷卻介質:空氣。

2)散熱方式:強迫風冷。

3)主要發(fā)熱元件:放電電阻(4個)。

4)放電電阻外形尺寸:長×寬×高(350 mm×107 mm×50 mm)(見圖2)。

圖2 放電電阻外形尺寸圖(單位為mm)

5)放電電阻熱功率:PR1=200 W,PR2=200 W,PR3=200 W,PR4=200 W。

2.3 風扇選型

首先,計算散去800 W熱量所需強迫對流散熱風量。

熱平衡方程式:

(1)

式中,P為風道中元件總發(fā)熱功率;Cp為空氣比熱,取值為1.005 kJ/(kg·K);ρ為空氣密度,取值為1.29 kg/m3;ΔT為風道進出口溫度差,此處溫度差設為30 K。

由上式計算可得:Q=0.020 4 m3/s。

根據計算所需風量選擇風機。此處風機選擇SF1225HA2軸流風扇。

該風扇P-Q曲線如圖3所示。該散熱方案計算所需風機流量對應該P-Q曲線上的點即為該風機的理論計算風機工作點,該工作點處于風機曲線1/3～2/3范圍內,即該風扇選型較為合適。

圖3 P-Q曲線及理論風機工作點

2.4 風扇布置方案

本文基于柔直換流閥低壓加壓測試裝置整體設計布局,設計了3種不同風機布置方案(見圖4),進行風冷系統(tǒng)的整體效果對比,從而選擇最佳布置方案。

圖4 風機布置方案設計

2.5 模型構建

2.5.1 物理模型建立

從提高散熱系統(tǒng)的散熱效率以及放熱電阻的均布性考慮,將4塊電阻兩兩對稱布置于散熱器上下散熱表面。放熱電阻工作時將熱量傳遞至散熱器表面,風機鼓風,進風口冷風進入風道,通過與散熱器鰭片強迫對流換熱帶走電阻散發(fā)的熱,從而達到冷卻目的。散熱器與電阻裝配模型如圖5所示。

圖5 散熱器與電阻裝配模型

2.5.2 熱力模型構建

將上述物理模型保存為stp格式,并導入到Spaceclaim中。對物理模型進行處理,去除多余或干涉的邊,并將模型進行有限元CAD模型簡化,以便后續(xù)導入Icepak軟件中可正常識別。

在Icepak軟件中進行如下整體框架構建。

1)建立Cabinet計算域,設定計算域大小為500 mm×500 mm×700 mm。

2)設定放電電阻屬性,表面設定為Al-rough plate-surface,固體材料設定為Aluminum 6061-T6,熱源分別設定為200 W,即總放熱功率為800 W。

3)設定散熱器屬性,表面設定為Al-rough plate-surface,固體材料設定為Aluminum 6061-T6。

4)為了確保3種方案流道的一致性,并參照結構參數要求,設計前后風道長度為75 mm,即系統(tǒng)風道總長為600 mm,設定Plate模型,將散熱器進出口四周圍住,模擬風道情況。

5)設定環(huán)境屬性為30 ℃空氣,打開湍流模型,設定湍流模型為Zero Equation Turbulence Model。打開自然對流模型,設定重力加速度。

6)上述整體框架設定完成后,分別對3種方案的進、出風口和風機P-Q曲線進行設定,并對3種方案模型進行網格劃分,具體網格質量見表1。

表1 3種方案模型網格質量

3 仿真結果與分析

3.1 溫升結果與分析

根據3種方案散熱模型整體溫升仿真結果匯總最大溫升于表2,其中散熱系統(tǒng)整體溫度云圖如圖6所示?？v向對比3種方案最大溫升可知,布置雙風機串并聯(lián)方案均可大幅度增強系統(tǒng)冷卻效果。

表2 3種方案最大溫升表

a) 單個風機

3.2 風機綜合性能分析

3種方案下各風機的工作點見表3。

表3 3種方案散熱器壓強表

由風機串并聯(lián)特性可知,風機串聯(lián)后,風量為兩風機風量均值,流道壓損為兩風機壓損之和;風機并聯(lián)后,流道壓損為兩風機壓損均值,風量為兩風機風量之和。由表3可知,風機串并聯(lián)后風量相對于單個風機而言均有一定的提升。對于雙風機并聯(lián)而言,風量相對提高了3.54E-03 m3/s,上升了14.5%;對于雙風機串聯(lián)而言,風量相對提高了5.82E-03 m3/s,上升了23.9%,散熱效率增加較為顯著,可見串聯(lián)風機布置方案相對于并聯(lián)風機以及單個風機方案其冷卻性能更為良好。

假設風機串聯(lián)以及并聯(lián)情況下均無其他損失,根據單風機P-Q曲線繪制風機串并聯(lián)P-Q理想曲線(見圖7)。

圖7 3種方案下風機系統(tǒng)P-Q曲線

現(xiàn)分別對雙風機串、并聯(lián)時單風機工作點進行分析。對風道進行流阻模擬,得到風道的系統(tǒng)流阻曲線,對比分析單風機與雙風機并聯(lián)情況(見圖8)。

圖8 單風機與并聯(lián)風機工作點

由圖8可知,系統(tǒng)流阻曲線與單風機、雙風機并聯(lián)P-Q曲線的交點即為單個風機P-Q曲線對應工作點,也即C單、C并兩點。由于雙風機并聯(lián)P-Q曲線為擬合繪制曲線,實際雙風機各單風機均按單風機P-Q點運作。而雙風機并聯(lián)運行時,雙風機P-Q曲線壓強與單風機曲線壓強相等,因此沿著C并點橫向做一條直線,該直線與單風機P-Q曲線交點即為雙風機并聯(lián)時單個風機實際工作點,記為C并_單。C并_單點橫縱坐標與表3所示雙風機并聯(lián)時Fan.1、Fan.2風量及壓強吻合,證明其模型可靠。

為了進一步分析并聯(lián)風機具體適用情況,虛擬出了一種比原系統(tǒng)流阻更高的散熱系統(tǒng)(見圖9)。假設單風機以及雙風機并聯(lián)均在該系統(tǒng)中運行,則并聯(lián)風機較之于單風機有效風量增加了Q2。而在原系統(tǒng)中,并聯(lián)風機對比于單個風機風量增長量為Q1,此時Q2>Q1,若進一步增加系統(tǒng)流阻,Q2會逐漸減小,而減小系統(tǒng)流阻時,Q2將逐漸增大,此時雙風機并聯(lián)風量將會顯著增大,冷卻效果大幅提高。

圖9 單風機與串聯(lián)風機工作點

單風機與雙風機串聯(lián)情況如圖9所示。雙風機串聯(lián)運行時,雙風機曲線流量與單風機曲線流量相等,沿著C串點縱向做一條直線,該直線與單風機P-Q曲線交點即為雙風機串聯(lián)時單個風機P-Q曲線對應工作點,記為C串_單。C串_單點橫縱坐標與表3中雙風機串聯(lián)時Fan.1、Fan.2風量及壓強較為吻合。

同理,為了進一步分析串聯(lián)風機具體適用情況,虛擬出一種比原系統(tǒng)流阻更高的系統(tǒng)(見圖9)。假設單風機以及雙風機串聯(lián)均在該高流阻系統(tǒng)中運行,則串聯(lián)風機風量比單風機增加了Q4。而在原系統(tǒng)中,串聯(lián)風機風量比單個風機增加了Q3,此時Q4>Q3,且該變化趨勢由風機曲線趨勢決定。就本風機曲線趨勢而言,若進一步增加系統(tǒng)風阻,風量會進一步增加,而增加到單風機P-Q曲線隘口處時,Q4將逐漸降低甚至低于Q3,此時雙風機串聯(lián)較之于單風機收效甚微。

4 結語

綜上所述,最終采用串聯(lián)風機作為柔直換流閥低壓加壓測試裝置的散熱布置方案。該測試裝置已完成樣機試制、實驗驗證和工程推廣,散熱效果完全滿足工程實際需求。

最后歸納總結了如下幾點結論和建議:1)雙風機串聯(lián)及并聯(lián)較之于單風機散熱而言,均會大幅度提升散熱效率;2)雙風機串聯(lián)較之于并聯(lián)對系統(tǒng)冷卻效果更佳,但其優(yōu)化效果較為有限;3)為進一步提升設備冷卻效率,建議根據風機P-Q曲線設計合適流道。