某電子方艙艙內熱環境的模擬研究

張夢龍，蔣敏，黃永

（中國人民解放軍91913部隊，遼寧 大連 116041）

隨著電子科技的不斷發展，車載雷達方艙已經成為戰場上指揮控制的關鍵。雷達方艙一直處于露天環境中，夏天高溫暴曬下，通過對流傳熱，熱輻射等方式，使方艙有限的空間內迅速升溫。另外方艙內集成了大量高功率的電子設備，工作中也會產生較高的熱量。一方面電子設備在高溫工作環境下工作，會使電子設備的溫度急劇上升，從而直接導致電子設備故障或者系統崩潰；另一方面高溫環境影響操作人員的舒適性，從而影響任務的執行效率[1-2]。為了保證方艙內設備的正常工作和操作人員的戰斗力，必須對方艙內進行必要的降溫措施，但是對于集聚大量高功率電子設備的方艙卻存在著解決散熱困難的問題[3-4]。隨著計算機技術的發展，數值模擬技術被廣泛應用于工程實際中[5]。文中結合CFD軟件FLUENT對某雷達方艙內進行了建模及數值模擬[6]，分析艙內的速度場及溫度場，以及艙內環境是否滿足電子設備的散熱條件及人員舒適度要求，為以后方艙制冷系統的改進提供有力依據。

1 數學模型

1.1 傳熱分析

傳熱模型主要有熱傳導、對流換熱以及輻射換熱三種類型[7]。方艙受到太陽輻射等影響通過艙壁使艙內溫度升高，而工作的電子設備、燈等設備通過對流換熱，散熱到艙內，也導致艙內溫度升高，大大降低了設備的可靠性和人員舒適性。因此采用空調的制冷給方艙降溫，通過冷氣和熱流的有效交換，達到調節艙內溫度的目的，從而使電子設備和操作人員處于一個良好的工作環境中，提高工作效率。

電子器件之間傳熱、機柜壁面內外部之間傳熱、方艙內外部溫差引起的熱量傳遞以及其他物體直接接觸的熱傳遞均是通過熱傳導形式實現。熱傳導方程為：

式中：λ為導熱系數，W/(m·K)；A為垂直于導熱方形的截面面積，m2；為溫度梯度矢量，W/m；φ為熱流量，W；q為熱流密度，W/m2。

方艙電子設備的強制風冷、機柜內外部的對流換熱、以及其他由于空氣流過固定表面因溫度不同所產生的熱量交換均是通過對流換熱方式實現的。對流換熱可根據牛頓冷卻公式計算：

式中：h為對流換熱系數；A為對流換熱面積，m2；ΔT為固體壁面溫度與流體溫度差的絕對值，K。

方艙內部輻射換熱包括各設備之間由于溫度不同引起的輻射換熱。輻射熱量可采用斯蒂芬-玻爾茲曼定律的修正形式：

式中：ε為輻射黑度或發射率，指物體的輻射能力與同溫度黑體的輻射能力之比，其值小于1，且與物體的種類、溫度及表面狀況等有關[8-9]；σb為斯蒂芬-玻爾茲曼常數，通常取 5.67×10－8W/(m2·K4)；T為物體絕對溫度，K。

1.2 假設

文中結合 FLUENT軟件對某型雷達方艙進行數值模擬，由于該次仿真的重點是艙內整體熱環境的控制，主要是通過軟件分析得到方艙人員活動區以及電子操作柜的熱環境，因此對模型以及流場作出如下假設。

1）空調簡化為風扇。由于空調降溫屬于艙內氣體內循環過程，況且空調本身就是很復雜的氣體降溫過程，因此將空調簡化為風扇，將出風口設置為進口、空調吸氣口為出口。通過給定進口溫度和流量進行調節，從而實現艙內外循環降溫的過程。

2）電子設備簡化成規則的長方體。可以給定電子設備的恒定功率，將其轉化成均勻的平面熱流量。

3）艙內空氣為不可壓縮，流動為穩態湍流。

4）艙內辦公桌、沙發、書柜僅作為障礙物對待。

5）不考慮艙內各傳熱表面的輻射影響及操作人員的散熱影響。

2 計算模型

2.1 計算區域和網格

文中以某型雷達電子方艙為研究對象。如圖1所示，雷達方艙外形尺寸為：5800 mm × 2100 mm ×1930 mm。方艙分為前后艙，艙內主要結構為：前艙包含指揮桌、材料柜、沙發電源開關、三盞LED燈、兩臺壁掛空調以及四臺機柜；后艙包含兩臺機柜、兩盞 LED燈。其中艙內結構均根據實際情況布置，電子設備均安裝在機柜內。艙壁內外層為1.2 mm的防銹鋁板，中間為阻燃性的聚胺酯泡沫芯材，密度為60±5 kg/m3，艙壁的傳熱系數為 1.5 W/( m2·K)[10]。

圖1 方艙幾何模型

總的計算區域網格數目為40萬個，均為結構化六面體網格。如圖2所示，截取前后艙人員活動區域的網格截面分別為：x=0.9 m，y=0.9 m，z=4.3 m。

2.2 數值方法

文中模擬采用湍流模型為κ-ε兩方程模型，近壁面處采用壁面函數法進行處理；差分格式采用混合格式；求解方法采用不可壓縮流的SIMPLE算法；控制方程采用有限體積法離散，動量方程和能量方程的對流項均采用一階迎風差分格式。

2.3 邊界條件

圖2 計算區域簡圖及網格

入口邊界：方艙進口采用速度入口，其中每臺空調的入口循環風量為600 m3/h，入口溫度為20 ℃，入口角度分別為30°、0°（入口速度方向與房頂夾角）。

出口邊界：方艙出口采用壓力出口，其中出口壓力為大氣壓，溫度為大氣環境溫度。

壁面邊界：艙壁的邊界條件采用第三類邊界條件。假設夏天陽光下某一時刻溫度為35 ℃，則方艙三面艙壁受到太陽直射，表面溫度假設固定為40 ℃，其余三面未受到太陽直射，溫度稍低固定為30 ℃。當電子設備工作時，電子設備為艙內主要熱源，其中6臺機柜按照每臺耗散熱量600 W計算，其中每臺機柜均按5個模塊組成，設置成熱流邊界。當電子設備不工作時，電子模塊邊界均按照第一類邊界條件處理。每盞日光燈散熱量為10 W，均勻分布在燈的表面，設置成熱流邊界。電源開關散熱量為100 W，艙內給定初始溫度為80 ℃。

3 計算結果分析

方艙內的制冷系統主要是為了滿足操作人員舒適性和電子設備可靠性要求。

溫度和速度是影響人員舒適性的重要因素，根據文獻手冊及規范[11-12]規定：人體舒適溫度范圍為23～28 ℃，通過人體周圍的氣流速度不大于0.3 m/s。

方艙內電子設備安裝面的工作溫度一般要求低于85 ℃，而電子設備均集中在電子機柜內。工作時，設備同時產生大量熱量，如果不能及時降低器件周圍耗散的熱量，就會導致電子器件的工作溫度急劇升高。電子器件在高溫環境下不僅會導致設備失效，系統崩潰，而且會降低電子設備的可靠性和使用壽命。

文中截取了x=0.9 m，z=4.3 m處橫截面，即前艙、后艙操作人員活動區域截面，便于分析活動區域的速度和溫度分布。截取x=1.6 m，z=4.9 m處橫截面，便于分析前、后艙電子設備周圍的流場分布。

3.1 電子設備工作、兩臺空調同時工作

在保持送風速度和溫度不變的情況下，分別對送風角度為30°、0°進行數值模擬及對比分析。

3.1.1 人員舒適性分析

圖3和圖4分別給出了不同送風角度情況下前、后艙人員活動區域處橫截面的溫度場及等值線分布情況。當送風角度為30°時，垂直方向上的最大溫差為12 ℃。由于人員工作中活動區域的高度為0～1.75 m左右，活動區域的溫度基本保持在26 ℃左右。其中空調吹風處的低溫區域比較集中，溫度達到23 ℃，因此在低溫區域的人員會感覺到稍冷。后艙溫度相比前艙溫度較高，因此后艙工作人員會感覺到較熱。送風角度為0°時，垂直方向上的最大溫差也為12 ℃左右，但是前艙和后艙人員活動區域的溫度卻達到了29 ℃左右，空調吹風處的低溫區域集中在方艙上部，因此，操作人員整體感覺到較熱，舒適性較差，不能滿足人員舒適性要求。因此在考慮節能的基礎上，選擇送風角度為30°，方艙內可以達到較好的制冷效果，并保證了人員舒適性要求。

圖3 x=0.9 m處溫度分布

圖4 z=4.3 m處溫度分布

圖5和圖6分別給出不同送風角度情況下前、后艙人員活動區域處橫截面的速度場及等值線分布情況。當送風角度為30°時，在前艙人員活動區域除了送風方向的風速達到0.4 m/s以上，其余大部分區域的風速均小于 0.3 m/s，后艙的大部分活動區域風速為 0.1 m/s，滿足舒適性要求。由于空調安裝高度受限，所以空調送風方向區域的人員會有明顯的吹風感。當送風角度為0°時，前后艙人員活動區域風速達到0.3 m/s以下，由于空調水平方向送風，高出了人員活動的最高區域，風速的大小對工作區域的人員基本沒有影響。

圖5 x=0.9 m處速度分布

圖6 z=4.3 m處速度分布

3.1.2 電子設備熱可靠性分析

圖7和圖8分別給出了不同送風角度情況下方艙內控制機柜內部的截面溫度分布。兩種送風角度情況下，電子設備周圍溫度均低于60 ℃，都能夠達到電子設備熱可靠性的要求。

圖7 x=1.6 m處溫度分布

圖8 z=4.9 m處溫度分布

比較發現，送風角度為30°時，前后艙電子設備周圍的降溫效果明顯較好，高溫區域明顯較少。由于方艙內垂直方向上的溫度本身就存在梯度關系，所以方艙內高溫區均分布在中上方的電子設備周圍。由于電子設備工作中耗散很多熱量，而電子設備附近空氣循環較弱，從而導致在電子設備周圍形成較大的溫差。

圖 9給出了不同送風角度情況下方艙內控制機柜內部的截面速度分布。通過對比發現，不同的送風角度對方艙內部的氣體速度基本沒有影響。這是由于機柜內部的氣體與機柜外氣體循環較少，況且方艙內人員活動區域氣體速度也較小，機柜外部氣體速度對機柜內部速度影響不大。機柜內某些電子設備周圍氣體的速度達到了0.6 m/s以上，而且局部速度差較大。主要是由于電子設備耗散了大量熱量，導致局部空氣溫度升高，造成了局部溫差較大，導致強制對流，從而形成較高的局部速度。

圖9 x=1.6處速度分布

綜合以上分析，此方艙制冷系統可以有效調節艙內工作環境，艙內熱環境基本可以滿足人員舒適性和電子設備正常工作的要求，但是制冷系統對電子設備的降溫效率不高。

3.2 電子設備不工作、前后單臺空調工作

通過分析和觀察發現，由于兩臺空調均設置在前艙，電子設備均布置在機柜內，機柜五個面是封閉的，只有機柜后面與方艙內外區域相通。前艙由于機柜較多，空間卻較小，導致機柜貼近艙壁，造成了機柜內氣體與機柜外氣體的循環減弱，達不到良好的循環對流降溫效果。機柜內氣體一部分通過機柜與艙壁之間的空隙循環對流達到降溫效果，另一部分只能通過機柜壁面進行熱傳導相互換熱。后艙機柜后面與艙壁距離較大，即使后艙整體溫度較高，但電子設備也可以達到良好的循環對流換熱效果，并且高溫集中區域比前艙少。整個方艙的高溫區域均集中在機柜內部，而空調對機柜卻沒有進行重點降溫，造成機柜內部溫度較高。

在保持電子設備不工作的同時，分別對前后單臺空調工作進行數值仿真計算，分析其能否滿足方艙內人員舒適性要求。

圖10 x=0.9 m處溫度分布

圖10分別給出了在電子設備不工作前提下，前后單臺空調工作時，人員活動區域處橫截面的溫度場及等值線對比分布情況。通過對比發現，兩臺空調分別單獨工作時，方艙前、后艙人員活動區域處的溫度基本可以控制在 24 ℃以下，完全滿足人員舒適性要求。

綜上所述，當電子設備不工作時，單臺空調完全可以滿足方艙內制冷降溫的要求。當電子設備工作，兩臺空調同時降溫，由于方艙的局限性，電子設備不僅設置在機柜內，而且與人員活動區域的對流較弱，導致電子設備的降溫效果不好。由于電子設備是方艙內的主要熱源，需要重點降溫，因此在單臺空調滿足人員舒適性要求的前提下，通過改進另一臺空調的冷氣流通通路，從而將冷氣直接送入電子機柜內部，加強對機柜內部的對流換熱，從而對電子機柜內部和后艙進行重點降溫。

4 結論與建議

文中通過對某電子雷達方艙工作環境的數值模擬，在現有方艙制冷系統條件下，可以滿足艙內操作人員的舒適性和電子設備正常工作的溫度要求。通過分析得到以下結論。

1）在保持送風速度和溫度不變的情況下，送風角度為30°時，方艙整體的降溫效果比送風角度為0°時效果要好，但是在送風方向區域的人員會有明顯的吹風感。

2）由于單臺空調可以滿足電子設備不工作時方艙內的降溫效果，因此，可以通過改進另一臺空調的冷氣流路設計，著重加強對電子設備周圍區域的降溫，從而達到冷氣流量的合理分配，提高電子設備溫度分布的均勻性，提高系統工作的可靠性。

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